Высоковольтный высокооборотный генератор для автономных систем
Автор: Исмагилов Флюр Рашитович, Вавилов Вячеслав Евгеньевич, Бекузин Владимир Игоревич, Айгузина Валентина Владимировна
Журнал: Известия Самарского научного центра Российской академии наук @izvestiya-ssc
Рубрика: Информатика, вычислительная техника и управление
Статья в выпуске: 4-7 т.18, 2016 года.
Бесплатный доступ
В статье показана возможность создания высоковольтного высокооборотного генератора мощностью 230 кВт и массой 30 кг с максимальным КПД и минимальными массогабаритными показателями, определен его проектный облик при частоте вращения 50 000-70 000 об/мин и выходным линейным напряжением 4 кВ, проведены электромагнитные расчеты и экспериментальные исследования.
Автономные системы, высоковольтный высокооборотный генератор, аморфное железо
Короткий адрес: https://sciup.org/148204864
IDR: 148204864
Текст научной статьи 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:
Pw = 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.
Список литературы Высоковольтный высокооборотный генератор для автономных систем
- Kolondzovski Z., Arkkio A., Larjola J. Power Limits of High-Speed Permanent Magnet Electrical Machines for Compressor Applications//IEEE Transactions on Energy Conversion. 2011. Vol. 26. № 1.P. 73-82.
- Saban M., Gonzalez-Lopez D., Bailey C. Test Procedures for High-Speed Multimegawatt Permanent Magnet Synchronous Machines//IEEE Transactions on Industry Applications. 2010. Vol. 46. № 5. P. 1769-1777.
- Borisavljevic A., Polinder H., Ferreira J. On the Speed Limits of Permanent-Magnet Machines//IEEE Transactions on Industrial Electronics. 2010. Vol. 57. № 1. P. 220-227.
- Chuchalin A.I., Safyannikov I.A., Rossomakhin I.N. High Voltage Electrical Machine Disk Generator//International Conference on Electrical Machines, ICEM 98 Istanbul Technical University, Istanbul, Turkey, September 2-4, 1998. Pp.530-534.
- Intini Marques R., Gabriel S.B. Dual Stage Four Grid (DS4G) Ion Engine for Very High Velocity Change Missions//31st International Electric Propulsion Conference, Ann Arbor, Michigan, USA September 20-24, 2009.
- Co Huynh, Liping Zheng, Dipjyoti Acharya. Losses in High Speed Permanent Magnet Machines Used in Microturbine Applications//Journal of Engineering for Gas Turbines and Power. -March 2009. -Vol. 131.
- Aleksandar Borisavljeviс Limits, Modeling and Design of High-Speed Permanent Magnet Machines//Printed by Wormann Print Service. -Zutphen, the Netherlands, 2011. -P. 209.
- Damid 240. URL: http://www.smithbv.nl/cms/userfiles/files/DAMID-240.pdf
- Электрический самолет: концепция и технологии/А.В. Левин, С.М. Мусин, С.А. Харитонов, К.Л. Ковалёв, А.А. Герасин, С.П. Халютин Уфа: УГАТУ, 2014. 388 с.
- Elliott Energy Systems, Inc.2901 S.E. Monroe Street Stuart, FL 34997 772-219-9449. URL: http://www.tapower.com (дата обращения 21.07.2017).
- Исмагилов Ф.Р., Хайруллин И.Х., Вавилов В.Е. Коэффициент полезного действия высокоскоростных электромеханических преобразователей энергии с высококоэрцитивными постоянными магнитами//Известия высших учебных заведений. Электромеханика. 2015. № 2 (538). С. 12-19.
- Enamelled Copper Wires. URL: http://www.etem.bg/products/bg/229/brochures/copper-wires.pdf (дата обращения 21.07.2017).
- Hans-Christian Lahne, Dieter Gerling Investigation of High-performance Materials in Design of a 50000 rpm Highspeed Induction Generator for Use in Aircraft Applications//AST 2015, February 24-25, Hamburg, Germany, pp. 1-10.
- Magnetic Alloy 2605SA1 (iron-based). URL: http://www.elnamagnetics.com/wp-content/uploads/library/Metglas/2605SA1.pdf (дата обращения 21.07.2017).
- Nicholas J. De Cristofaro, Dung A. Ngo,Richard L. Bye, Jr., Peter J. Stamatis, Gordon E. Fish Amorphous metal stator for a radial-flux electric motor//patent US6960860 B1, H02K1/14, H02K1/12, H02K15/02, 01.10.2005.
- Man Mohan A synchronous machine with amorphous core//International Journal of Engineering Science and Technology. Vol. 4, No.06. June 2012. Р. 2596-2560.
- Nikita Uzhegov, Janne Nerg and Juha Pyrhonen Design of 6-slot 2-pole High-Speed Permanent Magnet Synchronous Machines with Tooth-Coil Windings//ICEM 2014, At Berlin, Germany, Pp. 2525-2530.