Вентильно-индукторный электрогенератор для работы с паровой микротурбиной тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.09.01, кандидат наук Ольховатов Дмитрий Викторович

• Ольховатов Дмитрий Викторович
• кандидат наук
• 2020

Оглавление диссертации кандидат наук Ольховатов Дмитрий Викторович

ВВЕДЕНИЕ

Глава 1. ОБЗОР И АНАЛИЗ СУЩЕСТВУЮЩИХ ТЕХНИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ

1.1 Описание микротурбины и постановка задачи проектирования электрогенератора для совместной работы с ней

1.2 Перспективы развития высокооборотных генераторов для микротурбин

1.3 Обзор существующих результатов в области высокооборотных электрогенераторов

1.4 Выбор типа электрической машины для использования в качестве высокооборотного электрогенератора микроэнергетической установки

1.5 Особенности проектирования высокооборотных вентильно-индукторных электрических машин

1.6 Выводы по первой главе

Глава 2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЦИОНАЛЬНЫХ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ СООТНОШЕНИЙ АКТИВНОЙ ЧАСТИ ВЫСОКООБОРОТНОГО ВЕНТИЛЬНО-ИНДУКТОРНОГО ЭЛЕКТРОГЕНЕРАТОРА ДЛЯ СОВМЕСТНОЙ РАБОТЫ С ПАРОВОЙ МИКРОТУРБИНОЙ

2.1 Выбор конфигурации активной части высокооборотного электрогенератора

2.2 Определение критических частот ротора

2.3 Постановка задачи определения основных геометрических соотношений активной части вентильно-индукторной электрической машины

2.4 Оптимизация геометрии активной части вентильно-индукторной электрической машины

2.5 Результаты оптимизации геометрических соотношений вентильно-индукторной электрической машины

2.6 Выводы по второй главе

Глава 3. АНАЛИЗ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРЬ В ВЕНТИЛЬНО-ИНДУКТОРНОМ ЭЛЕКТРОГЕНЕРАТОРЕ

3.1 Принцип управления вентильно-индукторным электрогенератором, работающим совместно с паровой микротурбиной

3.2 Математическое моделирование вентильно-индукторной электрической машины

3.3 Математическая модель вентильно-индукторной машины как управляемой электромеханической системы

3.4 Параметры вентильно-индукторной электрической машины, используемые при моделировании

3.5 Сравнение результатов моделирования с экспериментальными данными

3.6 Методика определения потерь в магнитной системе вентильно-индукторной электрической машины

3.7 Определение потерь в рассматриваемых вариантах геометрии вентильно-индукторной электрической машины

3.8 Выводы по третьей главе

Глава 4. АЛГОРИТМЫ УПРАВЛЕНИЯ ВЫСОКООБОРОТНЫМ ВЕНТИЛЬНО-ИНДУКТОРНЫМ ЭЛЕКТРОГЕНЕРАТОРОМ

4.1 Алгоритм определения начального положения ротора вентильно-индукторной электрической машины

4.2 Определение рациональных углов подачи импульса напряжения

4.3 Синтез нечеткого задатчика для системы управления вентильно-индукторным электрогенератором

4.4 Выводы по четвертой главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А. Расчет прочности и собственных частот вала

ПРИЛОЖЕНИЕ Б. Текст программы оптимизации геометрических параметров вентильно-индукторной электрической машины на языке Ьыа

для программы ЕЕЫЫ V

ПРИЛОЖЕНИЕ В. Текст программы расчета потерь в магнитной системе и обмотках вентильно-индукторной электрической машины на языке

ЫаПаЪ

ПРИЛОЖЕНИЕ Г. Акты внедрения результатов диссертационной работы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Вентильно-индукторный электрогенератор для работы с паровой микротурбиной»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования. Проблема загрязнения окружающей среды становится все более актуальной с каждым годом. Если раньше она в большей степени затрагивала мегаполисы, то в настоящее время касается также малых и средних городов. Интенсивное строительство полигонов в относительной близости от мест проживания людей влечет за собой ряд опасностей, таких как загрязнение почвы и грунтовых вод, ухудшение санитарно-эпидемиологической обстановки, снижение качества жизни населения. Все это усугубляется тем фактом, что доля твердых коммунальных отходов, подвергаемых переработке, составляет всего лишь 8 %. Все эти обстоятельства вызывают повышенное внимание к проблеме развития отрасли переработки отходов со стороны Правительства РФ и Совета безопасности РФ, что вылилось в принятие ряда решений по формированию комплекса мер, направленных на изменение сложившегося положения дел в этой отрасли.

Одним из путей решения данной проблемы может стать создание обладающего мобильностью и доступного по цене микроэнергетического комплекса по переработке твердых коммунальных и сельскохозяйственных отходов, состоящего из пиролизной и теплоэлектроэнергетической установок малой мощности. Такие комплексы могут располагаться неподалеку от мусорных полигонов, промышленных и жилых кварталов и агропромышленных предприятий. Они способны стать главным источником тепла и электроэнергии для мест, не имеющих центрального тепло- и энергоснабжения.

Значительная трудность при создании таких электрогенерирующих систем заключается в том, что работа микротурбины с высоким КПД возможна лишь при высокой частоте вращения. Так, при частоте вращения 15 000-20 000 об/мин можно добиться эффективной работы микротурбины в диапазоне мощностей 3040 кВт. Область оптимальной работы асинхронных и синхронных машин традиционного исполнения находится в диапазоне 3 000-4 000 об/мин, что делает невозможным их применение в качестве генераторов, работающих совместно с

микротурбиной, без использования редуктора. Редуктор в значительной степени усложняет систему, при этом снижает ее ресурс и нуждается в регулярном обслуживании. Все это в совокупности доказывает актуальность разработки высокооборотного электрогенератора, способного работать совместно с паровой микротурбиной.

Степень разработанности темы исследования. В последние несколько лет высокооборотные вентильно-индукторные генераторы активно разрабатываются и находят всё большее применение в системах генерации электроэнергии. В настоящее время можно говорить о том, что сформирован новый класс конкурентоспособных, по сравнению с традиционными конструкциями, высокооборотных электрогенераторов для турбин различной мощности. На кафедре «Электромеханика и электрические аппараты» ЮРГПУ (НПИ), в ЗАО «ИРИС», МИП «Мехатроника» ЮРГПУ (НПИ), ООО НПП «Эметрон», ООО «ВИЭМ», НИУ МЭИ(ТУ), НПП «ЦИКЛ+», НПО «Вектор», ЗАО «НТЦ «Привод-Н» выполнены и впоследствии внедрены в эксплуатацию проекты вентильных индукторных электрических машин, работающих в том числе в качестве электрогенераторов.

Весомый вклад в развитие теоретических знаний в области создания вентильно-индукторных электрических машин и систем управления ими, а также исследовании происходящих в них электромагнитных и электрических процессов, внесла признанная научная школа Московского государственного технического университета им. Н.Э. Баумана под руководством профессора А.Б. Красовского.

Существенный вклад в развитие вентильно-индукторных приводов большой мощности (ВИП БМ) внесли д.т.н., профессор М.Г. Бычков, д.т.н., профессор В.Ф. Козаченко, к.т.н., профессор Л.Ф. Коломейцев, д.т.н., профессор А.Б. Красовский, д.т.н., профессор В.Н. Остриров, д.т.н., профессор С.А. Пахомин, д.т.н., профессор А.Д. Петрушин, д.т.н., профессор Г.К. Птах и другие.

Целью диссертационной работы является совершенствование методов проектирования высокооборотных электрогенераторов, способных работать совместно с паровой микротурбиной с различными характеристиками пара.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Произвести выбор типа электрической машины и ее рациональной конфигурации.

2. Определить квазиоптимальные геометрические соотношения для выбранной электрической машины с различными значениями диаметра по зазору.

3. Разработать математическую модель выбранной электрической машины для определения рациональных параметров управления.

4. Произвести расчет рациональных углов управления переключением силовых ключей, минимизирующих потери в обмотках вентильно-индукторного электрогенератора, для рассматриваемых вариантов геометрических соотношений. Разработать алгоритм определения рациональных углов управления для повышения надежности работы в процессе эксплуатации.

5. Выполнить расчет потерь в магнитной системе и обмотках рассматриваемых вариантов геометрических соотношений вентильно-индукторного электрогенератора.

6. Осуществить выбор наилучшего из рассматриваемых вариантов квазиоптимальных геометрических соотношений вентильно-индукторного электрогенератора.

7. Разработать алгоритм определения начального положения ротора без датчика положения, позволяющий повысить надежность работы вентильно-индукторного генератора в процессе эксплуатации.

8. Проверить правильность принятых решений путем сравнения с результатами экспериментальных исследований.

Объектом исследования является вентильно-индукторный электрогенератор, состоящий из электромеханического преобразователя энергии, статического преобразователя электроэнергии и системы управления.

Предмет исследования - электромагнитные процессы, протекающие в вентильно-индукторной машине.

Научная новизна диссертационной работы:

1) разработана и обоснована методика проектирования вентильно-индукторной электрической машины для работы в качестве высокооборотного

электрогенератора, отличающаяся от известных тем, что поиск рациональных геометрических соотношений проводится в два этапа: на первом выполняется выделение нескольких вариантов квазиоптимальных геометрических соотношений без учета потерь в магнитопроводе и обмотках, а на втором -выбирается наилучший по критерию суммарных потерь вариант геометрических соотношений, что позволяет сократить сроки проектирования электрических машин данного типа и обеспечить высокие показатели энергетической эффективности;

2) предложена методика определения квазиоптимальных геометрических соотношений вентильно-индукторной электрической машины, предназначенной для работы в качестве генератора, отличающаяся от известных тем, что выбор наилучшего варианта геометрических соотношений выполняется по критерию максимума среднего значения электромагнитного момента при вращении ротора от согласованного к рассогласованному положению и неизменном токе фазы, что обеспечивает проектирование вентильно-индукторной электрической машины с высокими удельными показателями и снижает ее себестоимость;

3) обоснован способ определения рациональных параметров управляющих импульсов вентильно-индукторной электрической машины в одноимпульсном режиме работы, новизна которого заключается в том, что моменты начала и окончания подачи импульса напряжения определяются по критерию достижения максимума среднего значения электромагнитного момента при минимальном действующем значении тока фазы в два этапа: на первом определяется ширина импульса, обеспечивающая заданное среднее значение электромагнитного момента, а на втором - определяется момент подачи импульса, позволяющий получить минимальное действующее значение тока фазы и минимум потерь, что повышает энергетическую эффективность электрической машины;

4) разработана методика определения начального положения ротора вентильно-индукторной машины без датчика положения, отличающаяся от известных способов, основанных на применении тестовых импульсов, тем, что для идентификации положения ротора используется не анализ во времени

изменения амплитуды тестовых импульсов отдельно каждой из фаз, а сравнение величины тестовых импульсов во всех фазах вентильно-индукторной машины, позволяющей реализовать управление вентильно-индукторной электрической машиной без использования датчика положения ротора, что способствует повышению эксплуатационной безопасности электромеханического преобразователя

Теоретическая значимость диссертационной работы:

1) разработанная численная модель позволяет расширить знания об электромагнитных процессах в вентильно-индукторной электрической машине вследствие повышения точности расчета потерь энергии в магнитопроводе;

2) обоснована необходимость расчета величины потерь в магнитопроводе по результатам расчетов методами теории поля при поиске квазиоптимальных геометрических соотношений вентильно-индукторной электрической машины.

Практическая значимость диссертационной работы:

1) выработанные рекомендации по выбору типа и конфигурации вентильно -индукторного генератора могут быть использованы при проектировании генераторного оборудования, предназначенного для работы с паровой микротурбиной;

2) разработанные предложения по проектированию высокооборотного вентильно-индукторного генератора использованы при разработке микроэнергетического комплекса на базе паровой турбины мощностью 30 кВт;

3) предложенная численная модель вентильно-индукторного генератора позволяет определять потери в магнитной системе на основании расчетов методами теории поля;

4) создан усовершенствованный алгоритм определения геометрических соотношений, что позволяет сократить сроки разработки и повысить качество проектирования вентильно-индукторных электрогенераторов, основанный на методах теории поля, и определять квазиоптимальные геометрические соотношения с учетом потерь в магнитопроводе и обмотках;

5) разработан алгоритм определения рациональных параметров управления высокооборотным вентильно-индукторным электрогенератором, основанный на методах нечеткой логики и предназначенный для работы в составе системы управления, что позволяет улучшить показатели электрогенератора и повысить надежность его работы;

6) полученные результаты численного моделирования электромагнитных процессов рекомендуется применять при проектировании, модернизации и эксплуатации вентильно-индукторных электрических машин.

Практическая значимость работы подтверждается актами об использовании результатов диссертационного исследования при выполнении прикладных научных исследований и экспериментальных работ, осуществляемых ФГБОУ ВО «Донской государственный технический университет», ООО НПП «Донские технологии» и ООО ИТЦ «ДонЭнергоМаш».

Методология и методы исследования. Для решения поставленных в работе задач использованы системный подход, метод конечных элементов, метод случайного поиска, метод физического моделирования, алгебра матриц, положения теоретической электротехники, положения прикладной аэродинамики, теория пограничного слоя, численное моделирование на ПЭВМ с использованием программных комплексов ББММ и МайаЪ БМиИпк. Экспериментальные исследования проводились на экспериментальном образце вентильно-индукторного генератора и подтверждены результатами испытаний в составе энергетического комплекса на основе паровой микротурбины в 2019 г.

Положения, выносимые на защиту:

1) методика проектирования вентильно-индукторной машины, предназначенной для работы в качестве высокооборотного электрогенератора;

2) методика определения квазиоптимальных геометрических соотношений вентильно-индукторной электрической машины;

3) способ определения рациональных параметров управляющих импульсов вентильно-индукторной электрической машины в одноимпульсном режиме работы;

4) методика определения начального положения ротора вентильно-индукторной машины без датчика положения.

Степень достоверности полученных результатов. Степень достоверности результатов, защищаемых в настоящей работе, обусловливается использованием известных физических закономерностей и апробированных методик, а также подтверждается сходимостью с данными экспериментальных исследований опытного образца вентильно-индукторного генератора, полученными в ходе выполнения работ по соглашению о субсидировании № 14.577.21.0260 от 26.09.2017 по теме «Разработка автономного мобильного микроэнергетического комплекса, функционирующего на основе технологии переработки промышленных, коммунальных и сельскохозяйственных отходов с энергоснабжением в режиме тригенерации».

Апробация полученных результатов. Результаты диссертационных исследований докладывались на 8 научных конференциях: Международной научно-практической конференции «Транспорт: наука, образование, производство» (Транспорт - 2016, 2017, 2019, г. Ростов н/Д); 16-й Международной научно-практической конференции, посвященной 110-летию Южно-Российского государственного политехнического университета (НПИ) имени М.И. Платова «Моделирование. Теория, методы и средства» (г. Новочеркасск, 2016 г.); VII Всероссийской научно-практической конференции молодых ученых с международным участием «Россия молодая» (г. Кемерово, 2015 г.); Международной научно-практической конференции «TransSiberia» (г.

Новосибирск, 2018 г.); 17-й Международной научно-практической конференции «Моделирование. Теория, методы и средства», (г. Новочеркасск, 2017 г); Международной научно-практической конференции «Актуальные проблемы и перспективы развития транспорта, промышленности и экономики России» («ТрансПромЭк - 2019», (г. Ростов н/Д, 2019 г.)).

Реализация результатов работы. Результаты исследования использованы в рамках соглашения о субсидировании № 14.577.21.0260 от 26.09.2017 по теме «Разработка автономного мобильного микроэнергетического комплекса,

функционирующего на основе технологии переработки промышленных, коммунальных и сельскохозяйственных отходов с энергоснабжением в режиме тригенерации» по заказу Министерства образования и науки Российской Федерации, Федеральной целевой программы (ФЦП) «Исследования и разработки в соответствии с приоритетными направлениями развития российской науки и техники на 2014 - 2020 годы», уникальный идентификационный код прикладных исследований (проект) ID RFMEFI57717X0260.

Результаты работы внедрены в учебный процесс федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего образования "Ростовский государственный университет путей сообщения" (ФГБОУ ВО РГУПС) для обучающихся по направлению подготовки 13.03.02 -«Электроэнергетика и электротехника», а также по направлению 15.04.04 -«Автоматизация технологических процессов и производств».

Публикации

Результаты диссертационного исследования опубликованы в 15 научных работах (общим объёмом 5,56 п.л., вклад соискателя 4,81 п.л.), из них работ, опубликованных в рецензируемых научных журналах (из перечня ВАК), - 2, опубликованных научных работ, индексируемых в международной реферативной базе данных Scopus, - 1.

Основные научные результаты диссертационной работы опубликованы в журнале, включенном в перечень российских рецензируемых научных журналов, «Известия высших учебных заведений. Электромеханика».

Личный вклад автора состоит в разработке численных моделей для выполнения расчетов по поиску квазиоптимальных геометрических соотношений вентильно-индукторной электрической машины, выполнении с их помощью расчетов по проектированию экспериментального образца генератора для микротурбины, анализе и обработке полученных результатов, разработке численной модели определения потерь в магнитной системе с использованием методов теории поля, определения рациональной формы импульсов напряжения, проведении с их помощью численных экспериментов, анализе полученных

результатов, участии в испытаниях экспериментальных образцов вентильно-индукторного генератора, подготовке основных публикаций по выполненной работе.

Соответствие содержания диссертации специальности и отрасли науки,

по которой она принимается к защите. Диссертация Ольховатова Д.В. соответствует паспорту научной специальности 05.09.01 - «Электромеханика и электрические аппараты», технической отрасли науки:

- формуле паспорта специальности, так как в диссертации рассматриваются вопросы «исследования по физическим и техническим принципам создания и совершенствования силовых и информационных устройств для взаимного преобразования электрической и механической энергии», «комплексные исследования научно-технических, производственных проблем проводятся с целью повышения энергетической эффективности, технологичности, экологической и эксплуатационной безопасности преобразователей»;

- областям исследования паспорта специальности, в частности:

п. 3 - «Разработка методов анализа и синтеза преобразователей электрической и механической энергии», поскольку в диссертации рассматриваются вопросы синтеза геометрии вентильно-индукторного электрогенератора;

п. 5 - «Разработка подходов, методов, алгоритмов и программ, обеспечивающих проектирование, надежность, контроль и диагностику функционирования электрических, электромеханических преобразователей и электрических аппаратов в процессе эксплуатации, в составе рабочих комплексов», поскольку в диссертации предложен алгоритм определения начального положения ротора без датчика положения, обеспечивающий надежность и диагностику функционирования вентильно-индукторного генератора в процессе эксплуатации.

Структура и объём диссертации

Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения, списка литературы из 103 наименований, 4 приложений. Общий объём работы 153 страницы, включая 22 страницы приложений, 81 иллюстрацию и 19 таблиц.

Глава 1. ОБЗОР И АНАЛИЗ СУЩЕСТВУЮЩИХ ТЕХНИЧЕСКИХ

РЕШЕНИЙ

1.1 Описание микротурбины и постановка задачи проектирования электрогенератора для совместной работы с ней

Проблема загрязнения окружающей среды становится все более актуальной с каждым годом. Если раньше она в большей степени затрагивала мегаполисы, то в настоящее время касается также малых и средних городов. Интенсивное строительство полигонов отходов в относительной близости от мест проживания людей влечет за собой ряд опасностей, таких как загрязнение почвы и грунтовых вод, ухудшение санитарно-эпидемической обстановки, снижение качества жизни населения, а иногда и угрозу воздушному сообщению в окрестностях полигона в связи с ростом популяций птиц и увеличением вероятности их столкновения с воздушными судами. Все это усугубляется тем фактом, что доля твердых коммунальных отходов, подвергаемых переработке, составляет всего лишь 8 %. Совокупность этих обстоятельств вызывает повышенное внимание Правительства РФ и Совета безопасности РФ к проблеме развития отрасли переработки отходов, что повлекло принятие ряда решений по формированию комплекса мер, направленных на изменение сложившегося к настоящему времени положения дел в отрасли.

На данный момент не существует технологии переработки твердых коммунальных отходов, которая являлась бы универсальной и эффективной в экологическом и экономическом аспектах. В мировой практике широко применяются мусоросжигательные установки, предназначенные для сжигания отходов с целью получения электроэнергии и тепла [1-3]. Существенными недостатками таких установок являются низкая теплотворная способность отходов и, как следствие, низкая экономическая эффективность, а также выработка в процессе сжигания существенного количества опасных и вредных

человеческому здоровью и окружающей среде веществ в аэрозольных и газообразных формах.

Заменой данному методу переработки отходов может послужить технология пиролиза, заключающаяся в выработке горючего газа и применении его в процессе получения тепловой и электрической энергии. Этот метод позволяет увеличить глубину переработки отходов и уменьшить объем вредных химических соединений, выбрасываемых в атмосферу. Большое распространение могут получить установки, обладающие мобильностью и доступностью по цене, состоящие из пиролизной и теплоэлектроэнергетической установок малой мощности. Такие комплексы могут располагаться неподалеку от мусорных полигонов, промышленных и жилых комплексов и агропромышленных предприятий. Они способны стать главным источником тепла и электроэнергии для мест, не имеющих центрального тепло- и электроснабжения. Решение использовать парогазовую среду, получаемую в ходе утилизации твердых коммунальных и сельскохозяйственных отходов, может стать новаторским.

Микротурбина - малогабаритная установка для автономной выработки электричества, которая может работать в режиме когенерации и тригенерации [4-5]. Принцип её действия может быть паровым или газотурбинным. Когенерация - комбинированный процесс получения электричества и тепла. Тригенерация - комбинированный процесс получения электричества, тепла и холода. Сами по себе микротурбины способны вырабатывать мощность от 5 до 200 кВт [6-10].

Общий вид микроэнергетического комплекса на базе высокоскоростной влажнопаровой микротурбины представлен на рисунке 1.1.

Экспериментальный образец микротурбины имеет следующие технические характеристики и диапазон параметров рабочих тел [11]:

- интервал давления рабочего тела на входе в микротурбину - 1-10 бар;

- давление рабочего тела на выходе из микротурбины - до 1,5 бар;

- начальная температура пара - до 300 °С;

- температура рабочего тела на выходе из микротурбины - до 150 °С;

- плотность пара - 3,7-6,13 кг/м3;

- удельный объем пара - 0,27-0,163 м /кг;

- энтальпия пара - 2762-2782 кДж/кг;

- динамическая вязкость пара - 14 -10-6-15 -10-6 кг/(мс);

- максимальный момент на валу - 700 Нм;

- мощность микротурбины - до 50 кВт;

- интервал частоты вращения микротурбины - 12 000-60 000 об/мин;

- высота лопаток - не менее 8 мм;

- диаметр ступени от 0,1 до 0,5 м.

Рисунок 1.1 - Общий вид микроэнергетического комплекса на базе высокоскоростной влажнопаровой микротурбины

Стоит отметить, что максимальный момент развивается турбиной при предельных параметрах пара. В реальных установках предельно возможные значения давления и температуры пара не достигаются. Поэтому в разрабатываемом микроэнергетическом комплексе в рабочих режимах момент составляет величину порядка 50-70 Нм.

Основными элементами микротурбины являются:

1. Рама, определяющая точность базирования микротурбины на основании и обладающая достаточной для обеспечения долговременного взаимодействия микротурбины и генератора механической жесткостью. Рама воспринимает статические и динамические нагрузки, возникающие в процессе работы микротурбины.

2. Корпус микротурбины образует замкнутые полости, в которых осуществляются рабочие процессы. Для удобства изготовления и сборки корпус микротурбины состоит из двух половин. Разъем выполнен в вертикальной плоскости. В местах прохода вала сквозь стенки корпуса установлены концевые уплотнения, обеспечивающие герметичность.

3. Конструкция соплового аппарата разработана по модульному принципу и укомплектована унифицированными сопловыми элементами.

4. Лопастной диск выполнен из специальных высокотемпературных материалов, что дает возможность использовать различные виды топлива с различной теплотворной способностью.

Полученная в турбине механическая энергия передается через вал электрическому генератору, в котором происходит преобразование механической энергии в электрическую.

Значительная трудность при создании таких электрогенерирующих систем заключается в том, что работа микротурбины с высоким КПД возможна лишь при высокой частоте вращения. Так, при частоте вращения 15 000-20 000 об/мин можно добиться эффективной работы микротурбины в диапазоне мощностей 3040 кВт. Область оптимальной работы асинхронных и синхронных машин находится в диапазоне 3 000-4 000 об/мин, что делает невозможным их применение в качестве генератора, работающего совместно с микротурбиной, без использования редуктора. Редуктор в значительной степени усложняет конструкцию, при этом снижает ее эксплуатационный ресурс и нуждается в регулярном обслуживании. Все это в совокупности доказывает целесообразность применения безредукторных генераторов, соединяемых напрямую с турбиной.

Особенно востребованными являются установки в диапазоне мощностей от 1-5 кВт до 50-100 кВт [12]. Следовательно, актуальной становится задача разработки высокооборотного электрогенератора с мощностью до 50 кВт, рассчитанного для применения в автономных и распределенных энергетических системах.

1.2 Перспективы развития высокооборотных генераторов для микротурбин

Исторически авиастроительная и космическая отрасли широко применяют высокооборотные электрогенераторы, что связано с существующими там жесткими ограничениями по массогабаритным показателям. В таких случаях зачастую используются синхронные (бесколлекторные) электрогенераторы с постоянными магнитами на роторе [13,14].

Острой проблемой, возникающей в процессе производства данного типа машин, является крепление постоянных магнитов на роторе, вращающемся с высокой частотой. Также частоты вращения выше 20 000 об/мин предполагают использование высокотехнологичных и дорогостоящих магнитных или газовых подшипников. Высокая стоимость постоянных магнитов, отказ от подшипников качения, а также технологические трудности в процессе сборки превращают данные электрические машины в дорогостоящие и сложные в производстве изделия. К тому же отсутствие возможности регулировать возбуждение в электрической машине с постоянными магнитами диктует необходимость использования сложных методов управления статическим регулятором с целью обеспечения высоких показателей качества энергетической системы. Частота выходного напряжения таких электрогенераторов составляет 400 Гц, что делает невозможным их применение напрямую в энергетических системах, используемых для питания потребителей, работающих на промышленной частоте.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Ольховатов Дмитрий Викторович, 2020 год

// 7 У

1 /.......... — ч= П"

... 10,°

1/ у-

у — 20, у-30,°

— V - 40 °

; 45,° -

-1- «- - - — _ II

20

40

/., А

Ф

60

80

Рисунок 3.51 - Зависимости потокосцепления фазы от тока фазы и положения ротора для варианта геометрии с диаметром по зазору 90 мм

80604020-К о--20 -40 -60 -80

т =30 А =60 А

ч

и

- / =90 А = 120 А !

ф / /■••—Г-^Х \

7Ф // 7 4 \

/ \\

1

ч

20

40

60

80

100

У,

Рисунок 3.52 - Зависимости момента, развиваемого фазой, от тока фазы и положения ротора для варианта геометрии с диаметром по зазору 90 мм

I \.........

у - 10,° 7 - 20,° у = 30,°

У-40,° У-45,° —1—.

0 20 40 60 80

Рисунок 3.53 - Зависимости потокосцепления фазы от тока фазы и положения ротора для варианта геометрии с диаметром по зазору 110 мм

100 80 60 40

-20 -40 -60 -80 -100

0 20 40 60 80 100

Рисунок 3.54 - Зависимости момента, развиваемого фазой, от тока фазы и положения ротора для варианта геометрии с диаметром по зазору 110 мм

С использованием полученных характеристик выполнены расчеты по определению углов управления и действующего значения токов фазы для рассматриваемых вариантов. В таблицах 3.6 и 3.7 приведены определенные по результатам расчетов значения углов управления и действующего значения тока фазы, рассчитанные при тех же частотах вращения, что и для варианта с диаметром по зазору 100 мм.

Таблица 3.6 - Углы управления и действующее значение тока фазы для варианта геометрии с диаметром по воздушному зазору 90 мм

п, об/мин а0, эл. град а ь эл. град 7ф эфф, А

6000 164,0 255,6 35,20

7500 126,5 233,8 32,92

9000 99,5 230,2 31,68

10500 81,0 232,1 31,93

12000 70,0 234,6 33,02

Таблица 3.7 - Углы управления и действующее значение тока фазы для варианта геометрии с диаметром по воздушному зазору 110 мм

п, об/мин а 0, эл. град а 1, эл. град 7ф эфф, А

6000 110,0 219,0 22,90

7500 96,0 220,3 22,41

9000 84,0 223,5 23,97

1050 71,0 226,1 26,15

12000 66,0 232,9 28,73

Результаты определения потерь для вариантов геометрии вентильно -индукторной электрической машины с диаметром по воздушному зазору 90 и 110 мм соответственно приведены в таблицах 3.8 и 3.9.

Таблица 3.8 - Потери в магнитопроводе и электрические потери в обмотках

для варианта геометрии с диаметром по воздушному зазору 90 мм

п, Потери в магнитопроводе, Вт Электрические потери в Суммарные

об/мин Статор Ротор обмотках, Вт потери, Вт

6000 373,13 193,09 1018,76 1584,99

7500 611,06 372,99 869,56 1853,62

9000 848,11 598,58 824,98 2271,67

10500 1106,23 854,18 838,06 2798,48

12000 1460,93 1148,38 896,40 3505,71

Таблица 3.9 - Потери в магнитопроводе и электрические потери в обмотках

для варианта геометрии с диаметром по воздушному зазору 110 мм

N об/мин Потери в магнитопроводе, Вт Электрические потери в обмотках, Вт Суммарные потери, Вт

Статор Ротор

6000 352,90 181,08 601,09 1135,06

7500 533,80 363,19 575,45 1472,44

9000 742,76 484,04 658,48 1885,27

10500 965,76 716,47 783,84 2466,07

12000 1209,40 1037,73 945,61 3192,74

На рисунке 3.55 показаны зависимости потерь в магнитной системе (статор и ротор) и в обмотках вентильно-индукторного электрогенератора для варианта с

диаметром по зазору 90 мм от частоты вращения ротора, на рисунке 3.56 варианта с диаметром по зазору 110 мм.

- для

Рисунок 3.55 - Зависимости потерь в вентильно-индукторном электрогенераторе с диаметром по зазору 90 мм от частоты вращения ротора

Рисунок 3.56 - Зависимости потерь в вентильно-индукторном электрогенераторе с диаметром по зазору 110 мм от частоты вращения ротора

Анализ полученных результатов показывает, что для всех вариантов геометрических соотношений вентильно-индукторного генератора наибольшую долю в потерях составляют потери в магнитопроводе статора. Потери в магнитопроводе ротора имеют значительно меньшую величину и с ростом частоты увеличиваются практически линейно. Магнитные потери статора при росте частоты изменяются более интенсивно, увеличиваясь пропорционально квадрату частоты. При частоте вращения ротора 6 000 об/мин потери в магнитопроводе статора превосходят потери в магнитопроводе ротора в два раза, а при частоте вращения 12 000 об/мин - в три-четыре раза. Полученные соотношения потерь в магнитопроводах статора и ротора объясняются разницей в объемах и насыщении элементов магнитной системы, а также наличием полей рассеяния.

Для анализа характера потерь выполнены расчеты магнитных потоков в отдельных элементах магнитопровода электрогенератора. Результаты расчетов значений индукции для элементов вентильно-индукторной электрической машины (ВИЭМ) с диаметром по зазору 100 мм параметров приведены в таблице 3.10. Расчеты для оптимизированных ВИЭМ с диаметром по зазору 90 и 110 мм соответственно показали аналогичные результаты. Основная гармоника индукции в элементах магнитопровода имеет частоту в четыре раза больше частоты вращения ротора.

Таблица 3.10 - Расчетные значения индукции ВИЭМ с диаметром по зазору 100 мм

Постоянная составляющая Амплитуда основной

Наименование индукции, Тл гармоники индукции, Тл

элементов электрогенератора Частота вращения ротора, об/мин Частота вращения ротора, об/мин

6 000 12 000 6 000 12 000

Ярмо статора 0,18 0,21 1,36 1,58

Ярмо ротора 0,16 0,18 1,41 1,46

Зубец статора 0,47 0,50 0,61 0,65

Зубец ротора 0,58 0,62 0,46 0,43

При росте частоты вращения насыщение статора и ротора увеличивается. Индукция зубцов статора и ротора остаются почти без изменений. Учитывая

большую, по отношению к зубцам, массу ярма статора, по сравнению с ротором, вклад в потери ярма статора оказываются выше. Поэтому общие потери на статоре с ростом частоты увеличиваются быстрее, чем на роторе. Характер изменения потерь в магнитопроводе и обмотках от частоты вращения ротора соответствует представлениям о протекающих в вентильно-индукторной электрической машине физических процессах. В таблице 3.11 и на рисунке 3.57 приведены суммарные потери для рассматриваемых вариантов геометрических соотношений для разных значений частоты вращения ротора [58].

Таблица 3.11 - Суммарные потери в рассматриваемых вариантах геометрических соотношений вентильно-индукторного генератора

n, Суммарные потери, Вт

об/мин Вариант 1 Вариант 2 Вариант 3

(р2 = 90 мм) ф2 = 100 мм) ф2 = 110 мм)

6 000 1 584,98 1 135,06 1 132,90

7 500 1 727,64 1 357,72 1 299,10

9 000 1 966,51 1 616,37 1 624,24

10 500 2 258,30 1 978,04 1 992,80

12 000 2 763,62 2 404,76 2 446,36

Р, Вт 3000 2500 2000 1500 1000 500

0

6000

1 02= 90 мм D2=100 ММ D2= 110 мм i

7500

9000

10500 п, об/мин

Рисунок 3.57 - Зависимости потерь в вентильно-индукторном электрогенераторе от диаметра по зазору

Сравнение потерь в рассматриваемых вариантах показывает, что при диаметре по зазору 90 мм потери во всем исследуемом диапазоне частот вращения ротора существенно превышают потери для других вариантов. Это объясняется тем, что при уменьшении диаметра по зазору снижается его площадь, участвующая в электромеханическом преобразовании. Для достижения требуемого момента в этом случае требуется более сильное насыщение магнитной системы, что объясняет увеличение потерь в магнитной системе. Рост потерь в обмотке происходит вследствие увеличения магнитодействующей силы (МДС), которое достигается за счет роста количества витков.

Суммарные потери для вариантов с диаметром по зазору 100 и 110 мм отличаются незначительно. Увеличение потерь в магнитной системе в варианте с диаметром 100 мм из-за большего объема и насыщения магнитопровода по сравнению с вариантом 110 мм компенсируется меньшими потерями в обмотке. Сравнение зависимостей потерь для этих вариантов показывает, что с ростом частоты вращения для варианта с диаметром 110 мм разница в потерях также остается незначительной. Поэтому в качестве квазиоптимального может быть выбран вариант как с диаметром 100 мм, так и с диаметром 110 мм.

С учетом полученной величины потерь КПД вентильно-индукторной электрической машины составляет 92,6 %. По результатам проведения испытаний выполнена оценка КПД экспериментального образца. Для этой цели использовались мгновенные значения напряжения и тока фаз, произведение которых интегрировалось на периоде повторения. Полученные величины средней мощности каждой из фаз суммировались, и эта величина считалась выходной мощностью вентильно-индукторной электрической машины. Момент на валу оценивался по параметрам пара и характеристикам паровой микротурбины. В номинальном режиме получена оценка КПД 93,4 %, что свидетельствует о правильности принятого подхода определения потерь. При этом необходимо учитывать, что при увеличении температуры обмоток электрические потери возрастут и разница в потерях между этими вариантами станет более значительной в пользу варианта с диаметром по зазору 100 мм. Кроме того,

необходимо отметить, что для высокооборотной электрической машины предпочтительно применение ротора с меньшим диаметром, имеющим меньшее аэродинамическое сопротивление. Поэтому в качестве квазиоптимального решения целесообразно принять вариант с диаметром по зазору 100 мм.

3.8 Выводы по третьей главе

1 Потери в вентильно-индукторной электрической машине в значительной степени определяются формой токовых импульсов в обмотках. Поэтому для расчета потерь в выбранных вариантах геометрических соотношений необходимо определить алгоритм и параметры управления. Для решения этой задачи разработана математическая модель системы «Электронный преобразователь -вентильно-индукторная электрическая машина». Математическая модель основана на теории цепей, данные для нее определяются методами теории поля.

2 С целью проверки адекватности математической модели вентильно-индукторного электрогенератора произведена серия испытаний экспериментального образца на различных частотах вращения. Сравнение результатов моделирования с данными экспериментальных исследований показало разницу в действующих значениях тока в обмотках в пределах 10 %, что является удовлетворительным.

3 Для определения потерь в магнитной системе вентильно-индукторной электрической машины используется метод, основанный на применении результатов серии расчетов распределения магнитного поля при перемещении ротора от согласованного положения к рассогласованному и дальнейшем определении потерь в каждом элементе расчетной области, относящейся к магнитопроводам статора и ротора.

4 Для решения задачи определения потерь в магнитной системе и электрических потерь в обмотках рассматриваемых вариантов геометрии вентильно-индукторного электрогенератора определены такие значения углов управления, при которых действующее значение тока фазы за период повторения

является минимальным, что соответствует минимуму электрических потерь в обмотках при заданном значении электромагнитного момента.

5 Исходными данными для определения углов управления являются частота вращения ротора и среднее значение развиваемого электрической машиной электромагнитного момента. Для каждого сочетания этих величин расчет углов выполняется в два этапа. На первом из них определяется зависимость угла отключения импульса напряжения от угла включения, обеспечивающая получение заданного значения электромагнитного момента. На втором этапе строится зависимость действующего значения тока в обмотке фазы от угла включения и определяется значение угла включения импульса, при котором действующее значение этого тока и электрические потери в обмотке являются минимальными.

6 Зависимость действующего значения тока фазы от угла включения импульса напряжения имеет выраженный минимум.

7 Для всех вариантов геометрических соотношений вентильно-индукторного генератора наибольшую долю в потерях составляют потери в магнитопроводе статора. Потери в магнитопроводе ротора имеют значительно меньшую величину и с ростом частоты увеличиваются практически линейно.

8 Магнитные потери статора при росте частоты изменяются более интенсивно, увеличиваясь пропорционально квадрату частоты. При частоте вращения ротора 6 000 об/мин потери в магнитопроводе статора превосходят потери в магнитопроводе ротора в два раза, а при частоте вращения 12 000 об/мин - в три-четыре раза. Полученные соотношения потерь в магнитопроводах статора и ротора объясняются разницей в объемах и насыщении элементов магнитной системы.

9 Сравнение потерь в рассматриваемых вариантах показывает, что при диаметре по зазору 90 мм потери во всем исследуемом диапазоне частот вращения ротора существенно превышают потери для других вариантов. Это объясняется тем, что при уменьшении диаметра по зазору снижается его площадь, участвующая в электромеханическом преобразовании.

10 Суммарные потери для вариантов с диаметром по зазору 100 и 110 мм отличаются незначительно. Увеличение потерь в магнитной системе в варианте с диаметром 100 мм из-за большего объема и насыщения магнитопровода по сравнению с вариантом 110 мм компенсируется меньшими потерями в обмотке.

11 Для высокооборотной электрической машины предпочтительно применение ротора с меньшим диаметром, имеющим меньшее аэродинамическое сопротивление. Поэтому в качестве квазиоптимального решения целесообразно принять вариант с диаметром по зазору 100 мм.

Глава 4. АЛГОРИТМЫ УПРАВЛЕНИЯ ВЫСОКООБОРОТНЫМ ВЕНТИЛЬНО-ИНДУКТОРНЫМ ЭЛЕКТРОГЕНЕРАТОРОМ

4.1 Алгоритм определения начального положения ротора вентильно-индукторной электрической машины

Способом определения положения ротора вентильно-индукторной электрической машины, получившим наибольшее распространение, является подача коротких тестовых импульсов напряжения в обмотки статора [84-90]. Пространственное положение ротора вентильно-индукторной машины относительно статора оказывает значительное влияние на индуктивность ее фаз (рисунок 4.1). Согласованное положение ротора и статора соответствует максимальной индуктивности, рассогласованное - ее минимуму. Соответственно минимумы и максимумы наблюдаются и у амплитуд тестовых импульсов тока. Таким образом, отслеживая экстремумы амплитуд токовых импульсов, можно определить прохождение ротором согласованного и рассогласованного положения [91].

Рассогласованное положение

Согласованное

Рассогласованное

положение

положение

л_г _гп_

~1_Г

_гп_

Ц<у>

~1_Г

-Ур

о

Ур У

Рисунок 4.1 - Зависимость индуктивности фазы вентильно-индукторной электрической машины от положения ротора

Использование вышеприведенного метода для запуска высокооборотного вентильно-индукторного электрогенератора без источника питания при пониженном напряжении в звене постоянного тока преобразователя электроэнергии затруднительно. Это связано с трудностями регистрации максимумов и минимумов токовых импульсов при сниженном запасе энергии, накопленном в конденсаторе. Помимо информации о положении ротора в процессе пуска электрогенератора необходима информация о частоте его вращения. Для того чтобы с приемлемой точностью определить частоту вращения ротора, необходимо отследить по крайней мере пять-шесть его согласованных положений с фазами статора. Предотвратить значительное снижение напряжения в звене постоянного тока можно, максимально сократив длительность тестовых импульсов тока. При этом амплитуды тестовых импульсов может быть недостаточно для однозначного определения их максимумов и минимумов и, как следствие, согласованного и рассогласованного положения ротора.

Поэтому для применения метода тестовых импульсов в процессе пуска вентильно-индукторного электрогенератора в него необходимо внести некоторые изменения. Дело в том, что при согласованном положении одной из фаз вентильно-индукторной электрической машины оставшиеся две фазы находятся в схожих магнитных условиях, т. е. их индуктивности одинаковы, и, следовательно, будут равны амплитуды тестовых токовых импульсов. Тогда для определения согласованного положения ротора в одной из фаз необходимо одновременно подавать тестовые импульсы во все три фазы машины и фиксировать равенство амплитуд тестовых импульсов в двух оставшихся фазах. Достоинством данного метода является отсутствие необходимости в определении максимумов и минимумов амплитуд тестовых импульсов для нахождения согласованного и рассогласованного положения. При прохождении ротором промежуточного положения относительно фазы, индуктивность в этой фазе стремительно изменяется, что позволяет при помощи тестовых импульсов напряжения фиксировать изменение амплитуды импульсов тока [92].

Насыщение магнитной системы также оказывает влияние на величину индуктивности фазы вентильно-индукторной электрической машины. Таким образом, длительность тестовых импульсов должна быть минимальной, чтобы исключить насыщение магнитной системы, что способствует повышению точности определения положения ротора.

Проанализировав зависимости индуктивностей фаз рассматриваемого вентильно-индукторного генератора, можно сделать вывод, что при прохождении одной из фаз согласованного положения индуктивности двух оставшихся фаз составляют 20 % от максимального значения. Амплитуды токовых импульсов являются достаточными для гарантированного определения момента их равенства. Изменение индуктивности в процессе вращения ротора происходит достаточно быстро для точного определения момента равенства амплитуд.

С помощью методов математического моделирования воспроизведен процесс определения начального положения ротора в высокооборотном вентильно-индукторном электрогенераторе. Моделирование производилось при следующих условиях: импульсы, подаваемые на три фазы электрической машины, имели частоту 30 кГц и длительность 10 мкс; частота вращения электрогенератора составляет 12 000 об/мин. На рисунке 4.2 показаны результаты моделирования в виде графиков положения ротора и токовых импульсов фаз.

Проанализировав графики тока на рисунке 4.2, можно сделать вывод, что при указанных параметрах импульсов напряжения амплитуда токовых импульсов не превышает 15 А, магнитная система машины не насыщается, что указывает на выполнение условий предлагаемого метода определения начального положения ротора.

Также видно, что в момент согласованного положения зубца ротора и зубца фазы А амплитуда токовых импульсов в фазах В и С одинакова и равняется 10 А. К тому же амплитуды фаз В и С на последующем и предыдущем шаге отличаются на 2-3 А, что говорит о возможности однозначного определения момента согласованного положения ротора относительно статора.

Рисунок 4.2 - Определение начального положения ротора вентильно-индукторного электрогенератора

Качество определения начального положения ротора вентильно-индукторной машины с помощью описанного метода может меняться в зависимости от частоты следования тестовых импульсов и частоты вращения ротора. Погрешность определения согласованного положения ротора и фазы статора при частоте следования тестовых импульсов 30 кГц составляет 33,3 мкс. При частоте вращения 12 000 об/мин это эквивалентно ошибке в определении положения ротора, равной 2,5°.

На рисунках 4.3-4.6 представлены тестовые импульсы, полученные в ходе испытаний вентильно-индукторного электрогенератора.

Рисунок 4.3 - Ряд тестовых импульсов за время одного оборота ротора

вентильно-индукторной машины

Рисунок 4.4 - Ряд тестовых импульсов за половину оборота ротора вентильно-индукторной машины

Как видно на рисунках 4.3 и 4.4, в результате экспериментальных исследований установлено, что полученные тестовые импульсы соответствуют теоретическим расчетам.

Характер изменения амплитуды тестовых импульсов позволяет оценить величину индуктивности, что делает возможным определение момента согласованного положения. Несмотря на то что на рисунках 4.3 и 4.4

наблюдаются помехи, при увеличении масштаба по времени (см. рисунки 4.5 и 4.6) видно, что форма импульсов не искажается и может быть восстановлена. В ситуации, когда существует зашумленность сигналов, может произойти отклонение еще на один импульс, что в совокупности даст суммарную ошибку в 5°. Как видно на рисунке 3.47, данная ошибка не приводит к нарушению работы электрогенератора, так как при таком отклонении может произойти только незначительное изменение реализуемого момента и рост потерь. Поэтому данный метод может быть использован для определения начального положения ротора вентильно-индукторного электрогенератора. В результате проведения эксперимента подтверждена работоспособность этого метода, а также его способность определять начальное положение ротора с вышеуказанной точностью.

Рисунок 4.5 - Тестовые импульсы в увеличенном масштабе

70.00

1222.303 1222.454 1222.606 1222.753 12223«

Рисунок 4.6 - Форма одиночного тестового импульса

4.2 Определение рациональных углов подачи импульса напряжения

Одним из перспективных методов, позволяющих снизить вычислительные затраты [93] на определение оптимальных параметров импульсов, является применение аппарата нечеткой логики и нейросетей [94-99].

В случае работы высокооборотного вентильно-индукторного генератора с номинальной скоростью управление электрической машиной производится в одноимпульсном режиме. Переключение силовых ключей производится в зависимости от положения ротора. Обязательным условием для эффективной работы генератора является наличие тока заданной величины к моменту начала генерации. Для максимально быстрого нарастания тока до заданного значения предлагается прикладывать импульс положительного напряжения с небольшим опережением так, чтобы процесс нарастания тока происходил при положительном моменте на валу генератора. Подача положительного импульса осуществляется запиранием силовых ключей фазы. Для ограничения неконтролируемого роста тока при достижении им заданного значения один из ключей размыкается и образуется контур короткого замыкания фазы через замкнутый силовой ключ и диод. Для начала процесса генерации необходимо разомкнуть оба силовых ключа.

По результатам расчетов, выполненных с помощью математической модели, описанной в главе3, была составлена таблица 4.1, в которой приводятся соответствия углов а0 и а1 заданному электромагнитному моменту и частоте вращения, обеспечивающих минимальное действующее значение тока фазе вентильно-индукторного электрогенератора.

Указанные данные объединены в таблицу, которая является источником исходной информации (обучающей выборкой) для реализации нечеткого задатчика.

Таблица 4.1 - Обучающая выборка для нечеткого регулятора

Задание частоты вращения, об/мин Задание момента, Нм Значение угла а0, ° Значение угла а^ °

6 000 10,66 154 230,05

6 000 16 150 231,98

6 000 21,33 142 230,66

6 000 26,66 144 235,4

6 000 32 144 238,93

7 500 10,66 126 221,068

7 500 16 122 223,48

7 500 21,33 122 227,85

7 500 26,66 118 228,63

7 500 32 116 231,32

9 000 10,66 108 217,788

9 000 16 100 218,74

9 000 21,33 96 221,055

9 000 26,66 88 220,27

9 000 32 88 224

10 500 10,66 100 219,5

10 500 16 86 218,3

10 500 21,33 78 218

10 500 26,66 72 220,19

10 500 32 72 224,74

12 000 10,66 92 220,93

12 000 16 80 221,84

12 000 21,33 72 223,12

12 000 26,66 72 228,57

12 000 32 64 229,83

4.3 Синтез нечеткого задатчика для системы управления вентильно-индукторным электрогенератором

В качестве задатчика для системы управления вентильно-индукторным генератором целесообразно использовать нечеткий логический вывод типа Сугено. Обучение производилось с помощью ЛЫПБ редактора, являющегося частью пакета программ ЫайаЪ [100-102].

Архитектура синтезированной нечеткой системы представлена на рисунке

4.7.

Рисунок 4.7 - Структурная схема синтезированного нечеткого задатчика

Входные переменные, представляющие собой сигналы задания частоты вращения ротора и электромагнитного момента, проходят процедуру фаззификации. Ее целью является установление соответствия между значением отдельной входной переменной системы нечеткого вывода и значением функции принадлежности соответствующего ей терма входной лингвистической переменной [101].

Каждая переменная состоит из пяти треугольных термов (рисунок 4.8). Для переменной задания момента это следующие термы: минимальный момент; малый момент; средний момент; большой момент; максимальный момент. Значения этих термов находятся в диапазоне значения электромагнитного момента вентильно-индукторной электрической машины от 10 до 30 Н м. Соответственно для переменной задания скорости используются термы: минимальная скорость; малая скорость; средняя скорость; большая скорость; максимальная скорость. Значения термов переменной задания скорости находятся в диапазоне изменения частот вращения высокооборотного генератора в режиме генерации от 6 000 до 12 000 об/мин.

Функция принадлежности для симметричного треугольного терма может быть описана уравнением:

а — х — е\ х) = ю(-!-

(4.1)

а

где х - элемент из области определения нечеткого множества; ю - логическая переменная, ограничивающая область нечеткого множества; е - точка, совпадающая с модальным значением нечеткой переменной; а - переменная, определяющая геометрические соотношения.

Рисунок 4.8 - Графическое представление треугольного терма

К достоинствам треугольных функций принадлежностям можно отнести

[102]:

- малые объемы данных, необходимых для их задания;

- простоту модификации параметров функции принадлежности на основе измеряемых значений входных и выходных величин системы;

- возможность получения в рамках модели отражения «вход - выход» в виде гиперповерхности, состоящей из линейных участков;

- для многоугольных функций принадлежности легко обеспечивается выполнение условия разбиения единицы.

Задача обучения нечеткого регулятора заключается в формировании нечеткой базы знаний на основании результатов вычислительных экспериментов,

приведенных в таблице 4.1. База знаний будет состоять из лингвистических выражений, приводящих в соответствие зависимость сочетания задающих сигналов момента и частоты вращения от углов ао и а1, которые обеспечивают заданное значение скорости и электромагнитного момента на валу вентильно-индукторного электрогенератора. Примером данного лингвистического выражения является следующая конструкция. Если задание момента составляет 30 А, а задание частоты вращения составляет 12 000 об/мин, то отпирание тиристоров необходимо производить при значении угла а0, равном 64°, а запирание тиристоров при а0, равном 229,8°. Или же его можно записать так: если «задание момента» = 30 & «задание скорости» = 12 000, то «а0» = 64° & «а1» = 229,8°.

Вычисление функции принадлежности произведения двух нечетких множеств Ма (x) и Мв (x) производится с использованием оператора PROD. В общем случае эту операцию можно описать уравнением:

Мл^в(x) = Ма(x)-МВ(x) VxGх, (42)

где X - базисное множество.

Преимущество оператора PROD заключается в том, что значение МлпВ (x) имеет количественную зависимость от фактических значений обеих функций принадлежности Мл(x) и МВ (x) кроме случаев, когда одно из множеств равно нулю. Потеря информации в этом случае не так критична, как в случае применения оператора MIN, когда значение Maob(x) зависит только от меньшего

значения компонентов Мл (x) и Мв(x) [102].

Для дефаззификации принят метод высот, являющийся упрощенным дискретным вариантом метода центра сумм. Каждое нечеткое множество на выходе модели заменяется одноэлементным множеством:

сг=цОД Viе{1,2,...,q}, (4.3)

где q - общее количество подзаключений в базе знаний.

Для получения результата дефаззификации методом высот можно воспользоваться уравнением [100]:

n

E ■ w

У = J=Ln-, (4.4)

E^

i=1

где n - общее количество активных правил нечеткой базы знаний; w¡ - значение выходной лингвистической переменной.

К достоинствам данного метода дефаззификации можно отнести:

1) заметно меньшее время вычислений в сравнении с методами центра сумм и центра тяжести;

2) ширину носителей выходных множеств не влияет на результат дефаззификации;

3) непрерывность;

4) чувствительность.

Изучив рисунок 4.9, описывающий динамику обучения нечеткой системы Сугено, можно сделать вывод, что ошибка на тестовой выборке имеет тенденцию к уменьшению на протяжении 8 итераций и достигает минимума на 10-й итерации алгоритма обучения.

Для проверки адекватности результатов, полученных с помощью нечеткого задатчика, произведено сравнение действующего тока фазы вентильно-индукторного электрогенератора от значения а0 и а1, полученное в процессе расчета математической модели, и нечеткого задатчика.

-4

о

о

О

о

о

оооооооооооооооо

_I_I_I_I_

0 5 10 15 20

Итерация обучения

§ 1.7218 ю

| 1.7217 ° 1.7216 1.7215

Рисунок 4.9 - Зависимость ошибки нечеткого моделирования от количества итераций обучения

Проанализировав результаты, приведенные в таблицах 4.2-4.4, можно сделать вывод о том, что углы а0 и а1, определяемые нечетким задатчиком, достаточно хорошо обеспечивают условие минимизации действующего значения тока фазы вентильно-индукторного электрогенератора при случайно выбранных задающих сигналах.

Таблица 4.2 - Углы а0 и а1 при задании частоты вращения 10 250 об/мин

и электромагнитного момента 30 Нм

О). ° а1. ° /ф, А

Нечеткий задатчик

74,64 224,6 29,87

Математическая модель

54 213,815377 31,430306

58 215,794489 30,743395

62 217,794487 30,312443

66 219,794486 29,93345

70 221,97809 29,946085

74 224,264166 29,904834

78 226,613352 29,935151

82 228,799675 30,120808

86 231,149719 30,155602

90 233,671567 30,341225

94 236,25345 30,574873

Таблица 4.3 - Углы а0 и а1 при задании частоты вращения 11 245 об/мин

и электромагнитного момента 26,5 Нм

Ос, ° а1, ° /ф, А

Нечеткий задатчик

70,41 225,5 27,92

Математическая модель

54 216,399715 27,757744

58 218,294117 27,437562

62 220,285795 27,228849

66 222,370813 27,118416

70 224,418757 27,197488

74 226,560662 27,153333

78 228,859112 27,242921

82 231,211731 27,375888

86 233,488796 27,446026

90 235,839221 27,77418

94 238,350866 28,020596

Таблица 4.4 - Углы а0 и а1 при задании частоты вращения 8 750 об/мин

и электромагнитного момента 12,25 Нм

ао, ° а1, ° 1ф, А

Нечеткий задатчик

107,1 218,5 11,6609

Математическая модель

90 243,333333 55,224885

95 212,202332 11,849324

100 214,819667 11,769969

105 217,467163 11,736038

110 220,142982 11,74069

115 222,849367 11,77792

120 225,587151 11,84379

125 228,356884 11,935868

130 231,16164 12,053058

135 234,004948 12,195226

140 236,892531 12,363429

Синтезированный нечеткий регулятор допускает расширение количества входных переменных и может использоваться как универсальный для вентильно-индукторных электрических машин различной мощности [103].

Анализ полученных результатов показывает, что применение математического аппарата нечеткой логики является оправданным, а синтезированный нечеткий регулятор показывает устойчивую работу на всем диапазоне изменения задания момента и скорости.

Предложенный способ реализован в составе управляющей программы и системы управления.

4.4 Выводы по четвертой главе

1 Предложен усовершенствованный метод определения начального положения ротора с помощью тестовых импульсов тока, основанный на том, что при прохождении одной из фаз согласованного положения индуктивности двух оставшихся фаз составляют 20 % от максимального значения. Амплитуды токовых импульсов являются достаточными для гарантированного определения момента их равенства. Изменение индуктивности в процессе вращения ротора

происходит достаточно быстро для точного определения момента равенства амплитуд.

2 Сделан вывод о том, что при указанных параметрах импульсов напряжения амплитуда токовых импульсов не превышает 15 А, магнитная система машины не насыщается, что указывает на выполнение условий предлагаемого метода определения начального положения ротора.

3 В момент согласованного положения зубца ротора и зубца фазы А амплитуда токовых импульсов в фазах В и С одинакова и равна 10 А. К тому же амплитуды фаз В и С на последующем и предыдущем шаге отличаются на 2-3 А, что говорит о возможности однозначно определять момент согласованного положения ротора относительно статора.

4 Качество определения начального положения ротора вентильно-индукторной машины с помощью описанного метода может меняться в зависимости от частоты следования тестовых импульсов и частоты вращения ротора. Погрешность определения согласованного положения ротора и фазы статора при частоте следования тестовых импульсов 30 кГц составляет 33,3 мкс. При частоте вращения 12 000 об/мин это эквивалентно ошибке в определении положения ротора, равной 2,4°.

5 Изменение углов а0 и а1 (начала и окончания импульса напряжения) оказывает значительное влияние на показатели вентильно-индукторного электрогенератора и надежность его работы. В связи с этим становится актуальной задача определения его рациональных значений на всем диапазоне изменения задания по скорости и моменту.

6 Применение математического аппарата нечеткой логики в решении задач управления вентильно-индукторным электрогенератором является оправданным, а синтезированный нечеткий регулятор показывает устойчивую работу на всем диапазоне изменения задания тока и скорости.

7 Сравнение результатов теоретических исследований с данными эксперимента указывает на то, что предложенный метод определения начального

положения ротора является работоспособным и позволяет определять положения ротора в условиях помех с точностью до 5°.

8 Синтезированный нечеткий регулятор допускает расширение количества входных переменных и может использоваться как универсальный для вентильно-индукторных электрических машин различной мощности.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В диссертационной работе представлены результаты совершенствования методов проектирования высокооборотных электрогенераторов, способных работать совместно с паровой микротурбиной с различными характеристиками пара. Решение данной задачи основывалось на следующих результатах:

1 Разработана и обоснована методика проектирования вентильно-индукторной электрической машины для работы в качестве высокооборотного электрогенератора, которая проводится в два этапа. На первом этапе выполняется выделение нескольких вариантов квазиоптимальных геометрических соотношений без учета потерь в магнитопроводе и обмотках, а на втором -выбирается наилучший по критерию суммарных потерь вариант геометрических соотношений.

2 Разработан алгоритм бездатчикового управления высокооборотной вентильно-индукторной машиной для работы как в двигательном, так и генераторном режиме.

3 Предложена методика определения квазиоптимальных геометрических соотношений вентильно-индукторной электрической машины, предназначенной для работы в качестве генератора, в которой выбор наилучшего варианта геометрических соотношений выполняется по критерию максимума среднего значения электромагнитного момента при вращении ротора от согласованного к рассогласованному положению и неизменном токе фазы

4 Обоснован способ определения рациональных параметров управляющих импульсов вентильно-индукторной электрической машины в одноимпульсном режиме работы, в котором моменты начала и окончания подачи импульса напряжения определяются по критерию достижения максимума среднего значения электромагнитного момента при минимальном действующем значении тока фазы в два этапа. На первом этапе определяется ширина импульса, обеспечивающая заданное среднее значение электромагнитного момента, а на

втором - определяется момент подачи импульса, позволяющий получить минимальное действующее значение тока фазы и минимум потерь в обмотке

5 Разработана методика определения начального положения ротора вентильно-индукторной машины без датчика положения, в которой для идентификации положения ротора используется сравнение величины тестовых импульсов во всех фазах вентильно-индукторной машины.

6 Разработанные теоретические и практические положения позволяют повысить качество проектирования высокооборотных вентильно-индукторных генераторов, сократить сроки внедрения в производство и эксплуатацию.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1 Распределенная генерация тепла и электричества для труднодоступных районов на основе инновационных паровых турбогенераторов / С.А. Серков, В.Г. Грибин, М.Ю. Румянцев [и др.] // Деловой журнал Neftegaz. RU. - 2015. - № 1-2.

- С. 20-25.

2 Косой, А.С. Современные подходы к исследовательским работам при создании микротурбинных энергетических комплексов / А.С. Косой, С.В. Монин, М.В. Синкевич // Вестник Концерна ВКО Алмаз-Антей. - 2018. - № 1. - С. 72-79.

3 Котлы-утилизаторы и энерготехнологические агрегаты / А.П. Воинов, В.А. Зайцев, Л.И. Куперман, Л.И. Сидельников. - М. : Энергоатомиздат, 1989. -270 с.

4 Цанев, С.В. Газотурбинные и парогазовые установки тепловых электростанций : учеб. пособие для вузов / С.В. Цанев, В.Д. Буров, А.Н. Ремезов.

- М. : МЭИ, 2009. - 579 с.

5 Паровые и газовые турбины для электростанций / А.Г. Костюк, В.В. Фролов, А.Е. Булкин, А.Д. Трухний, - М, : Изд. дом МЭИ, 2016. - 557 с.

6 Перспективность исследований и области применения малорасходных турбин / Ю.Я. Фершалов, А.Ю. Фершалов, В. М. Акуленко [и др.] // Вологдинские чтения. - 2010. - № 78. - С. 159-164.

7 Румянцев, М.Ю. Применение лепестковых газодинамических подшипников в турбогенераторных агрегатах малой мощности / М.Ю. Румянцев, Н.Е. Захарова, С.И. Сигачев // Известия Московского государственного технического университета МАМИ. - 2014. - Т. 1, № 4 (22). - С. 61-68.

8 Вавилов, В.Е. Методология проектирования высокооборотных генераторов для микротурбинных установок / В.Е. Вавилов // Вопросы электромеханики. Труды ВНИИЭМ. - 2016. - Т. 146. - С. 16-23.

9 Методы расчёта высокоскоростных генераторов для газотурбинных установок / Д.В. Голованов, М.Е. Коварский, В.В. Магин, И.Г. Трунов // Вопросы электромеханики. Труды ВНИИЭМ. - 2012. - Т. 126, № 1. - С. 3-8.

10 Создание высокоэффективных микротурбин с независимыми частотами вращения компрессора и турбины / В.В. Барсков, В.А. Рассохин, С.Н. Беседин, А.В. Осипов // Вестник Брянского государственного технического университета. -2015. - № 3. - С. 6-14.

11 Официальный сайт научно-производственного предприятия «Донские технологии» [Электронный ресурс]. - Режим доступа : Ьйр://Шр://ёоп4есЬ.ги/ (дата обращения 23.11.2019).

12 Колпахчьян, П.Г. Высокоскоростной электрогенератор мощностью 100 кВт для микрогазотурбиной установки / П.Г. Колпахчьян, А.Р. Шайхиев, М.С. Подберезная // Актуальные проблемы и перспективы развития транспорта, промышленности и экономики России. - 2018. - С. 234-242.

13 Смирнов, А.Ю. Проектирование высокооборотных генераторов большой мощности с постоянными магнитами на роторе / А.Ю. Смирнов // Электричество. - 2017. - № 11. - С. 40-45.

14 Зечихин, Б.С. Авиационные генераторы с постоянными магнитами / Б.С. Зечихин, С.В. Журавлев, Р.Ю. Мисютин // Электричество. - 2018. - № 6. - С. 4959.

15 Подшипники скольжения из высокопрочных антифрикционных углепластиков для судостроения и энергомашиностроения / А.С. Орыщенко, В.Е. Бахарева, А.В. Анисимов, И.В. Лишевич // Вестник машиностроения. - 2012. -№ 5. - С. 29-34.

16 Прецизионные газовые подшипники / И.Е. Сипенков, А.Ю. Филиппов, Ю.Я. Болдырев [и др.]. - СПб. : ГНЦ РФ ЦНИИ «Электроприбор», 2007. - 504 с.

17 Опыт отечественной школы по созданию подшипников из антифрикционных углепластиков для насосов, турбин, арматуры, проблемы импортозамещения / А.В. Анисимов, В.Е. Бахарева, И.В. Лишевич, И.В. Никитина // Насосы. Турбины. Системы. - 2015. - № 2(15). - С. 2-11.

18 Баль, В.Б. Проектирование и выбор параметров вентильно-индукторного генератора / В. Б. Баль, Минт Тун Аунг // Электричество. - 2019. - № 11. - С. 40-44.

19 Фам, К.Т. Разработка вентильно-индукторного генератора для автономного зарядно-разрядного электротехнического комплекса / Конг Тао Фам, Ван Бьен Фам // Известия высших учебных заведений. Электромеханика. - 2018. -Т. 61, № 1. - С. 25-31.

20 Кузнецов, В.А. Вентильно-индукторные двигатели / В.А. Кузнецов, В.А. Кузьмичев. - М. : Изд, дом МЭИ, 2011. - 71 с.

21 Сравнение энергетических характеристик вентильно-индукторного и асинхронного электроприводов мощностью 15 кВт / С.А. Пахомин, Д.В. Крайнов, Ф.А. Реднов [и др.] // Электричество. - 2017. - № 1. - С. 44-47.

22 Вентильно-индукторный электропривод троллейбуса / В.Л. Коломейцев, С.А. Пахомин, Д.В. Крайнов [и др.] // Труды VIII Международной (XIX Всероссийской) конференции по автоматизированному электроприводу АЭП-2014. - 2014. - С. 200-205.

23 Тяговый вентильно-индукторный электропривод троллейбуса / В.И. Бибиков, С.А. Пахомин, В.Л. Коломейцев, А.И. Прокопец // Вестник Всероссийского научно-исследовательского и проектно-конструкторского института электровозостроения. - 2009. - № 2. - С. 116-121.

24 Голландцев, Ю.А. Уравнения вентильного индукторно-реактивного двигателя при одиночной коммутации фаз / Ю.А. Голландцев // Электротехника. -2003. - № 7/03. - С. 45-51.

25 Miller, T.J.E. Optimal design of switched reluctance motors / T.J.E. Miller // IEEE ТгашаС:юш on industrial electronics. - February, 2002. - Vol. 49. -No 1. - Р. 15-27.

26 Krishnan, R. Switched reluctance motor drives. Modeling, simulation, analysis, design, and applications / R. Krishnan. - Virginia : the Bradley Department of Electrical and Computer Engineering, 2001. - 416 p.

27 Low, Т. An Approach to Design and Simulation of Fraction - Horse Power (FHP) Switched Reluctance Drive / Т. Low, H. Lin, S. Chen // Proc. ICEM_94, D.7 Machines. - Virginia, 2013. - Vol. 4. - Р. 145-150.

28 Бычков, М.Г. Элементы теории вентильно-индукторного

электропривода / М.Г. Бычков // Электричество. - 1997. - № 8. - С. 35-44.

29 Кузнецов, В.А. Стратегия проектирования вентильно-индукторного стартер-генератора / В.А. Кузнецов, В.В. Николаев // Электротехника. - 2005. -№ 4. - С. 46-51.

30 Optimization of energy conversion loop in switched reluctance motor for efficiency improvement / L. Jian, Q. Ronghai, C. Zhichu, C. Yun_Hyun // J. Electr. Eng. Technol. - 2013. - Vol. 8. - No 3. - Р. 565-571.

31 Копылов, И.П. Проектирование электрических машин / И.П. Копылов. -М. : Юрайт, 2012. - 767 с.

32 Птах, Г.К. Вентильно-индукторный реактивный электропривод средней и большой мощности: зарубежный и отечественный опыт [Электронный ресурс] / Г.К. Птах // Электромеханика: сетевой электронный журнал. - 2015. - Т. 2. - № 3. - С. 23-33. - Режим доступа : http: // electrical-engineering.ru/issues/2015/2015-3.pdf (дата обращения: 17.02.2019).

33 Тяговые электрические машины / В.Г. Щербаков [и др.]. - М. : ФГБОУ «Учебно-методический центр по образованию на железнодорожном транспорте», 2015. - 643 с.

34 Проектирование электрических машин : учебник для вузов / И.П. Копылов, Б.К. Клоков, В.П. Морозкин, Б.Ф. Токарев.- M. : Юрайт, 2018. - 766 с.

35 Стародубцева, В.А. Расчет и проектирование электрических машин, Асинхронные машины / В.А. Стародубцева. - Ижевск : Изд-во ИжГТУ, 2005. -351 с.

36 Phuangmalai, W. A design study of 4/2 switched reluctance motor using particle swarm optimization / Winna Phuangmalai, Mongkol Konghirun, Nattapon Chayopitak // 2012 9th International Conference on Electrical Engineering/Electronics, Computer, Telecommunications and Information Technology / IEEE. - 2012. - P. 1-4.

37 Ma, J. Optimal design of axial flux switched reluctance motor for electric vehicle application / J. Ma, R. Qu, J. Li // 2014 17th International Conference on Electrical Machines and Systems (ICEMS) / IEEE. - 2014. - P. 1860-1865.

38 Mese, E. Optimal excitation of a high speed switched reluctance generator /

E. Mese, Y. Sozer, J. M. Kokernak, D. A. Torrey // APEC 2000. Fifteenth Annual IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition (Cat. No. 00CH37058) / IEEE. -Vol. 1. - 2000. - P. 362-368.

39 Rotor shape optimisation of a switched reluctance motor / M. Lukaniszyn, K. Tomczewski, A. Witkowski [et al.] // Intelligent Computer Techniques in Applied Electromagnetics. - Springer, 2008. - P. 217-221.

40 Петрушин, А.Д. Оптимизация геометрии зубчатой зоны вентильно-индукторного двигателя / А.Д. Петрушин, А.В. Шевкунова, А.В. Кашуба // Вестник ГМУ имени адмирала Ф.Ф. Ушакова. - 2015. -№ 3(32). - С. 117-121.

41 Arora, J.S. Global optimization concepts and method / J.S. Arora // Induction to optimum design (Fourth edition). - 2016. - P. 707-738.

42 Петрушин, А.Д. Оптимизация активной части вентильно-индукторного двигателя методом Нелдера - Мида / А.Д. Петрушин, А.В. Шевкунова, А.В. Кашуба // Известия Томского политехнического университета. Инжиниринг георесурсов. - 2016. - Т. 327, № 6. - С. 83-92.

43 Gallegos-Lopez, G. Switched reluctance machine control strategies for automotive applications: Rep. / G. Gallegos-Lopez, J. Walters, K. Rajashekara // SAE Technical Paper; Executor: 2001. - P. 245-254.