Высоковольтный высокооборотный генератор для автономных систем

гательном режиме; возможность работы в импульсном режиме с мощностью, в несколько раз превышающей номинальную; высокая прочность при механических, тепловых и электромагнитных нагрузках и перегрузках; значительный ресурс и долговечность; самовозбуждение при отсутствии на АО дополнительного источника энергии; возможность работы на частотах вращения, соответствующих получению оптимальных характеристик приводного двигателя без применения редуктора. Причем частота вращения ротора исследуемого ЭМПЭ должна составлять 50 000–70 000 об/мин.

Поэтому целью данной работы является определение проектного облика высоковольтного (выходное линейное напряжение 4 кВ) высокооборотного (частота вращения 50 000–70 000 об/мин) генератора мощностью 230 кВт с максимальным КПД и минимальными массогабаритными показателями.

АКТИВНЫЕ МАТЕРИАЛЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ В ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ ВЫСОКООБОРОТНЫХ ЭМПЭ

Основные конструктивные и активные материалы, применяемые в высокооборотных ЭМПЭ, рассмотрены в работах [6, 7]. В то же время одна из важных составляющих высоковольтного ЭМПЭ, которая обеспечивает его работоспособность, – обмоточный провод обмотки статора, однако его исследования не приводятся в работах [6, 7]. Изоляция обмоточного провода должна обеспечивать длительный режим работы ЭМПЭ при температуре до 200–250 ºС и напряжении более 8 кВ. Известны обмоточные провода DAMID 240 [8], имеющие номинальный диаметр от 0,63 до 2 мм, срок эксплуатации 10 лет и напряжение пробоя 10 кВ. Важно отметить, что при проектировании обмоток высокооборотных высоковольтных ЭМПЭ следует учитывать возможность проявления в обмотках эффекта электрической короны, который особенно проявляется при напряжении обмоток более 6 кВ. Суть данного явления заключается в том, что вблизи изоляции обмоток из-за высокой напряженности электрического поля ионизируется воздух и образуется озон, при этом возможно образование азотной кислоты и разрушение изоляции. Для противодействия данному явлению применяются полупроводящие лаки, которые наносятся на поверхность изоляции.

Помимо температурных характеристик, обмоточный провод должен иметь такой номинальный диаметр, при котором обеспечивается максимальная прочность обмотки и технологич ность ее выполнения, а также минимальные по- тери на вихревые токи в проводниках, которые можно определить в следующем виде [9, 10]:

P вих

^П BLx ( ^{2П f} ) ² d "О' ^la

где B _max – максимальное значение магнитной индукции; f - частота тока в обмотке; ст - удельная электрическая проводимость материала обмотки; d – диаметр провода; l – полная длина провода; a – число параллельных проводников в обмотке.

Как видно из (1), потери на вихревые токи определяются геометрическими размерами проводников обмотки, магнитной индукцией и частотой. Максимальное значение магнитной индукции варьируется в зависимости от конструкции пазовой зоны ЭМПЭ.

Так, в высоковольтном генераторе мощ-ностью 230 кВт с внешним диаметром статора 180 мм, немагнитным зазором 5-7 мм и полузакрытым пазом максимальное значение магнитной индукции составляет 0,07–0,09 Тл, потери на вихревые токи в проводниках при диаметре провода 0,63 мм и частоте 2000 Гц составляют 156 Вт [11].

При открытом пазе для высоковольтного генератора с такими же размерами и параметрами максимальное значение магнитной индукции составляет 0,11–0,13 Тл, соответственно, потери на вихревые токи при диаметре провода 0,63 мм и частоте 2000 Гц составляют 326 Вт [11].

Максимальное значение индукции и, соответственно, максимальные потери имеют место в беспазовом ЭМПЭ. Для рассмотренных параметров максимальная индукция в беспазовом ЭМПЭ составляет 0,3–0,4 Тл, соответственно, потери на вихревые токи в проводниках при диаметре провода 0,63 мм и частоте 2000 Гц составляют 2184 Вт. Поэтому в беспазовых высокооборотных высоковольтных генераторах необходимо выбирать такой диаметр провода, при котором потери на вихревые токи будут минимальными, однако необходимо учитывать усложнение технологии изготовления обмотки при уменьшении диаметра обмоточного провода. В частности, здесь можно рекомендовать провод Mediotherm 200 с температурным индексом 200, напряжением пробоя 10 кВ и номинальным диаметром 0,07–6 мм [12].

Поэтому в дальнейшем в статье при расчетах для беспазового генератора используется провод Mediotherm 200 диаметром 0,1 мм, для высоковольтного генератора с открытым пазом - Mediotherm 200 диаметром 0,5 мм, для высо- ковольтного генератора с полузакрытым пазом – DAMID 240 диаметром 0,63 мм.

В качестве материала для изготовления ВПМ высокооборотного высоковольтного ЭМПЭ, согласно рекомендациям, представленным в [9, 10], выбираются ВПМ марки Sm 2 Co ₁₇, в качестве материала для изготовления бандажной оболочки ротора выбирается углепластик, для изготовления вала – сталь 30ХГСА.

Особое внимание при проектировании высокооборотных высоковольтных ЭМПЭ необходимо уделять материалу, из которого изготавливается магнитопровод статора. Основное требование к активным материалам для изготовления магнитопровода высоковольтных высокооборотных ЭМПЭ - минимальные удельные потери на вихревые токи и гистерезис, которые, согласно [6], в зависимости от частоты вращения ротора при синусоидальном магнитном потоке, определя- ются в виде:

P_w = k JB ² — + k™ х| B— | + k_№6 J B— | , (2) уд. гист               вих                   доб. вих

60 V 60 )         V 60 )

где k _гист , k _вих , k _{доб.вих} – коэффициенты потерь на гистерезис, вихревые токи и добавочные вихревые токи соответственно, B – максимальная плотность потока, n – частота вращения ротора; p – число пар полюсов.

Для рассматриваемого высоковольтного генератора при массе магнитопровода статора 10 кг, индукции в магнитопроводе 1,3 Тл и частоте напряжения 1 000–2 000 Гц при применении стали Vacoflux 48 с толщиной листа 0,1 мм потери в железе варьируются от 400 до 1 100 Вт [13].

При применении стали 10JNEX900 с толщиной листа 0,1 мм на частоте 1 000-2 000 Гц и индукции 1,3 Тл удельные потери составляют от 450 до 1 200 Вт [7].

При использовании аморфного железа Metglas 2605 SA1 [14] при частоте напряжения 1 000– 2 000 Гц и индукции 1,3 Тл потери составляют от 60 до 90 Вт, что меньше других рассмотренных вариантов в 7-8 раз. Поэтому одной из перспектив для высокооборотных ЭМПЭ является применение в магнитопроводах аморфного железа, например Metglas 2605 SA1.

Недостатками, ограничивающими применение аморфного железа, является его низкая индукция насыщения (1,4–1,5 Тл), за исключением сплава Metglas 2605 CO , который имеет индукцию насыщения 1,8 Тл, а также сложность изготовления из них магнитопроводов.

В высокооборотном высоковольтном генераторе для обеспечения механической прочности ротора используется бандажная оболочка, что приводит к увеличению воздушного зазора и снижению основной гармоники магнитной индукции в воздушном зазоре до 0,6–0,5 Тл. С учетом температурного размагничивания ВПМ и размагничивания под действием магнитного поля реакции якоря основная гармоника магнитной индукции в воздушном зазоре может снижаться до 0,4–0,45 Тл (при беспазовой конструкции основная гармоника магнитной индукции в воздушном зазоре может снижаться до 0,25–0,3 Тл), при этом не будет происходить насыщения магнитопровода.

Для решения проблем технологичности применения аморфного железа разработаны различные способы производства магнитопроводов [15, 16], наиболее простым из которых является беспазовая конструкция. Поэтому представляется целесообразным при выборе конструктивной схемы высоковольтного высокооборотного ЭМПЭ произвести сравнение конструктивных исполнений магнитопровода, выполненного штамповкой из электротехнической стали, и различных конструкций магнитопроводов, выполненных из аморфного железа Metglas 2605 SA1.

ВЫБОР КОНСТРУКТИВНОЙ СХЕМЫ ВЫСОКОВОЛЬТНОГО ЭМПЭ

При выборе конструктивной схемы высоковольтного высокооборотного генератора рассматривались следующие варианты конструктивного исполнения:

• -    высоковольтный генератор с распределенной обмоткой и шихтованным магнитопроводом из электротехнической стали (3 % Si , толщина листа 0,18 мм; вариант 1);

• -    высоковольтный генератор с зубцовой обмоткой и магнитопроводом из аморфного железа конструкции, предложенной в [15], или с магнитопроводом из аморфного железа модульной конструкции, где каждый модуль является отдельной фазой генератора (вариант 2); электромагнитные характеристики данных конструкций являются аналогичными; их отличие состоит в том, что модульная конструкция имеет более высокий уровень критических частот вращения благодаря возможности введения дополнительных подшипниковых опор;

• -    высоковольтный беспазовый генератор с кольцевой обмоткой и магнитопроводом из

аморфного железа конструкции, предложенной в [7] (вариант 3);

• -    низковольтный генератор, сочлененный с повышающим трансформатором (вариант 4).

Расчеты производились с использованием аналитических методик, представленных в работах [7, 17], а также с помощью программного комплекса Ansoft Maxwell . Результаты расчетов представленных конструктивных схем и их сравнение приведены в таблице 1.

Из таблицы 1 видно, что наиболее эффективными конструктивными исполнениями высоковольтного высокооборотного генератора мощностью 230 кВт являются два варианта: высоковольтный высокооборотный генератор с распределённой трехфазной обмоткой (вариант 1) и высоковольтный беспазовый генератор с кольцевой обмоткой и магнитопроводом из аморфного железа (вариант 3), так как они обладают минимальной массой (39 кг и 30 кг соответственно) по сравнению с прочими конструктивными аналогами при электрическом КПД 98 %. Также с использованием программного комплекса Ansoft Maxwell авторами были произведены электромагнитные расчеты данных конструктивных исполнений.

РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТОВ

В результате получены основные характеристики (табл. 1) высоковольтного высокооборотного генератора с трёхфазной распределённой обмоткой (вариант 1) и беспазового высоковольтного высокооборотного генератора с кольцевой обмоткой и магнитопроводом из аморфного железа (вариант 3) мощностью 230 кВт, с частотой вращения ротора 60 000 об/мин, частотой напряжения 2000 Гц, материал ВМП – Sm₂Co₁₇ .

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Для проверки полученных результатов в ФГБОУ ВО «УГАТУ» был разработан макет маломощного беспазового ЭМПЭ (330 Вт). Радиальные и диаметральные размеры маломощного макета соответствуют расчетным геометрическим размерам (таблица 2), при этом активная длина макета в 10 раз меньше и составила 20 мм. Для сохранения постоянства немагнитного зазора на статоре был установлен немагнитный неэлектропроводящий экран.

Макет выполнен маломощным, так как ввиду отсутствия насыщения в магнитопроводе ЭМПЭ возможно линейное масштабирование его напряжения и мощности от длины и частоты вращения.

Ротор экспериментального макета был выполнен четырехполюсным из ВПМ Sm₂Co₁₇ . Частота вращения ротора экспериментального макета составляла 800 об/мин. Число витков в

Таблица 1. Критериальное сравнение вариантов конструктивного исполнения высоковольтного высокооборотного генератора

	Вариант 1	Вариант 2	Вариант 3	Вариант 4
Номинальная мощность, кВт	230	230	230	230
Фазное напряжение, В	2000	2000	2000	Генератора 235 В, на выходе из трансформатора 2000 В
Число пар полюсов	2	2	2	2
Потери в меди, Вт	1052	2475	2100	–
Потери в магнитопроводе статора, Вт	1830	125	65	–
Потери на вихревые токи, Вт	156	147	110	–
Механические потери, Вт	830	830	830	830
Суммарные потери	3868	3577	3105
Технологическая сложность изготовления	Технология изготовления отработана	Техно-логия изготовления новая и обладает значительной сложностью	Технология изготовления простая и отработанная	Технология изготовления отработана, сложность заключается в необходимости изготовления трансформатора
КПД системы	0,988	0,988	0,989	генератора ηг = 0,988 трансформатора η т = 0,97 . Полный КПД: η ∑ = ηгηт = 0,958
Масса активных элементов, кг	39	52–55	30	85 (масса системы)

Таблица 2. Расчетные характеристики высоковольтных высокооборотных ЭМПЭ под нагрузкой пазового и беспазового исполнения

	Вариант 1	Вариант 3
Номинальный действующий ток, А	48,27	40
Действующее фазное напряжение, В	2012	2007
Число пазов	24	–
Число витков в фазе	72	200
Число проводников в пазу	18	3400
Число параллельных жил в проводнике	21	340
Диаметр голой жилы, мм	0,63	0,1
Высота ВПМ, мм	15	12
Масса, кг	39	30

фазе – 100. Для удобства намотки использовался провод диаметром 1,2 мм. В результате вращения при частоте 800 об/мин действующее выходное напряжение исследуемого макета составило 3,5 В (рис. 1).

Выходное напряжение, масса и мощность полномасштабного экспериментального образца определялись с использованием метода линейного масштабирования на основе экспериментальных данных, полученных для маломощного макета.

Так как длина полноразмерного беспазового генератора, рассчитываемого в статье, в 10 раз больше, а скорость вращения больше в 75 раз,

Рис. 1. Результаты экспериментальных исследований беспазового высоковольтного генератора

чем в макете, то, с учетом линейной зависимости выходного напряжения генератора от скорости и длины, величина выходного напряжения полноразмерного генератора составит 2 625 В. Это подтверждает результаты компьютерного моделирования и аналитических расчетов. Аналогичный результат получается с массой и мощностью генератора. То есть полученные расчетные результаты подтверждаются экспериментальными исследованиями.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Таким образом, в статье показана возможность создания высоковольтного высокооборотного генератора мощностью 230 кВт и массой 30 кг. Определен проектный облик высокооборотного (частота вращения 50 000–70 000 об/ мин) высоковольтного генератора (выходное линейное напряжение 4 кВ) мощностью 230 кВт с максимальным КПД и минимальными массогабаритными показателями, а также проведены его электромагнитные расчеты и экспериментальные исследования.