НАУЧНЫЕ ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ОПТИМАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ТИХОХОДНЫХ СИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ С ПОСТОЯННЫМИ МАГНИТАМИ ДЛЯ ВЕТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

ЭЛЕКТРОТЕХНИКА

УДК 621.311

РО!: 10.25206/1813-8225-2021-175-32-38

А. А. ТАТЕВОСЯН

Омский государственный технический университет, г. Омск

НАУЧНЫЕ ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ОПТИМАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ТИХОХОДНЫХ СИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ С ПОСТОЯННЫМИ МАГНИТАМИ ДЛЯ ВЕТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК

В работе под научными основами проектирования тихоходных синхронных генераторов на постоянных магнитах (СГПМ) в составе ветроэнергетических установок (ВЭУ) понимается система научных знаний, которая составляет теоретическую базу практики конструирования сложного объекта, каким является ВЭУ, состоящая из взаимосвязанного оборудования и сооружений, предназначенных для преобразования энергии ветра в электрическую энергию. В настоящее время разработке перспективных конструкций ВЭУ во всем мире уделяется повышенное внимание, например, в Российской Федерации перспективным направлением является создание автономных ВЭУ с тихоходными СГПМ средней и малой мощности, имеющими максимальный спектр сфер применения по виду деятельности и климатических зон на всей территории. Однако инженерные подходы к проектированию отдельных компонентов ВЭУ свидетельствуют о сложностях разработки научно обоснованной методологии оптимизации параметров ВЭУ как единого целого, учитывающей взаимовлияние отдельных компонентов друг на друга. При этом под методологией оптимизации параметров ВЭУ понимается инструментальный аппарат научных основ конструирования, учитывающий показатели качества и критерии оптимальности, энергетические и технические характеристики, а также этапы проектирования с результатами предварительных и поверочных расчетов. Для стадии поверочных расчетов параметров ВЭУ научные основы конструирования определяются построением математических моделей и их исследований с помощью пакетов прикладных программ для ПК, тогда как для стадии предварительных расчетов имеет значение развитие аналитических методов анализа.

В данной статье рассматриваются научные основы проектирования СГПМ в составе ВЭУ на стадии предварительных расчетов, сформулирована задача оптимизации параметров тихоходных ВЭУ, предложены уравнения взаимосвязи конструктивных параметров с энергетическими показателями работы ВЭУ, обеспечивающие максимум КПД синхронных генераторов с учетом заданных технических условий.

Ключевые слова: задача оптимизации, ветроэнергетическая установка, тихоходный синхронный генератор, цилиндрический магнитопровод, постоянные магниты.

Повышение требований к разработке высокоэффективных, надежных и экономичных ветроэнергетических установок (ВЭУ) с использованием тихоходных синхронных генераторов на постоянных магнитах (СГПМ) является результатом потребительского спроса на возобновляемые источники энергии, а именно энергию ветра [1—6].

В данной статье научные основы конструирования тихоходных СГПМ в составе ВЭУ рассмотрены на примере решения задачи оптимизации параметров их магнитной системы, обеспечивающей максимально возможный КПД с учетом условий технического задания на проектирование.

Многообразие возможных вариантов конструктивного исполнения тихоходных СГПМ в составе ВЭУ существенно усложняет задачу оптимизации их параметров. Поэтому на стадии предварительных расчетов оптимальной конструкции синхронного генератора возникает необходимость выбора базового варианта схемного решения СГПМ с использованием критического анализа и эвристических методов поиска [7—15]. В основе оптимизации параметров СГПМ является построение математической модели, описывающей физические процессы, протекающие в электромагнитной и механической подсистемах синхронного генератора. Задание закона угловой скорости вращения ротора во времени ш = Ю0(^ в качестве начального приближения ведет к упрощению анализа физических процессов в СГПМ в составе ВЭУ. Определение начального приближения электромагнитного момента М = М Ш независимо от процессов в механиче-

эм эм* ' 1 1

ской части позволяет на стадии предварительных расчетов найти первое, отличающееся от начального, приближение закона скорости вращения ротора ш = ш^). Оценка расчета по среднеквадратичному отклонению

но К ^? 0^ " Чт ^РГ

(1)

где Е0 — ЭДС от основного магнитного потока индуктор а Фт ; Ер к -а1рНар и Еао к д'ЭЛо — со°твет-дтвенноЭДСот потоков реакции якоря ФаР и Фао; Е-а - -'Х- — ЭДС от пкчока р ас сеяния Фаа ; I — Е+— — ток в обмт тке якоря, причем ток I н создает поток реккцаи якоря Фаа , а ток Он — соответственно Ф° ; Яа — активное сопротивление обмотки якоря; Хт1, Xад — гфодэльное и поперечное синхронное иноучтирчте гооротивление обмотки якоря, причем для явнополюсного ротора X , > X , если ротор неялнополюсный, то X , = X ;

аа ад 11 ' аа ад—

Xoа — индуктис но е со противление рассряния обмотки якоря.

При введенки таремесрев сооного продольного Xd= Xе + Xaр н пкпдрочного индуктивных сопротивлений синх]зонрного генератора уравнение (2) принимает вад

и к Н - 'а аН -НрНр-ава

(3)

Сооеветствхэмсэ нр-вкенаю (3) векторная диаграмма СГПМ ори колионо-илоуктионой нагрузке предст ел лен- но а>дс. 1.

На векторной ,°иаграмме (рис. 1) сумму векторов напряжений нат индуктивных сопротивлениях продольной и попереонсш реакции якоря можно заменить ведаоркм напряжения на эквивалентном индуктовнкм с-шестио-анни - 'м^'ак!^ в коря

аир а -с ''¿[а к схаа.

(4)

Тогаа ур-внее—о элелтри-еакого равновесия фазы обмооки око-я СГПМ в комплексной форме записи будет

и к е0 - авл - рх аа.

(5)

Из векторной данграммх СПОн (рих. 1) определим

дает возможность сделать заключение о близости принятого приближения ш = ш0(^ к полученному на первом шаге игepатненнгro с°олесса СО^). Процедура приближений повторяется до тех пор, пока величина ошибки ео не будет превышать заданного значения. Описанный итерационный процесс представляет суть е6^ткд- Шворца, с помощью которого производится сведение решения общей задачи к последоватееноста решений стандартных задач на каждом шаге итерации. Этот метод успешно апробирован д р ел ного рассмотрения процессов в электрической и механической частях электромагнитного и кагннтоэлектрического приводов возвратно-поступательного движения поршневого компрессора [16, 17].

При описанил идеилизированной синхронной машины во вращающихся координатных осях а и д напряженик и в на-рчзки, снимаемое с зажимов генератора, рав но сумме всех ЭДС за вычетом падения напряженил на елтивном сопротивлении обмотки якоея [18, 19]

анл е КTIqхqf и]арХр)( : Ол к 711п]Ят-ф); касо1]Яи(

(6)

При этом эквквалектнве ондрктивнне сопротивление об м откп як о ря

Xa к нРл к ^н ск 1(](я с-ф) и Хр е1п(]я и ф). (7)

С учетам (7) ^фквиеняи элекгртоеякого равновесия обкетки вкоря (5) для мгновенных значений тока, напряжения н ЭДС принеивид

■о г

о к ео - Ял- 4 — иг

(8)

Составим уравнение баланса мощности фазы обмотки якоря на периоде Т

1 Т 1 т

-1 е0 (í >А = -1 i2Radt + Т 0 Т 0

+ - Г А\ldt + - Г ум.

Ti0dt 2 т

е к ео С Ели С ЕЛО С Е-- я,

(2)

(9)

33

Тогда

Рис. 1. Векторная диаграмма СГПМ для случая активно-индуктивной нагрузки

р; (о)=-

2i{tK )• i'C, )• Ra

u'(fx)-i(fx) + i'(fx )• u(tK )

(15)

После поде та нов к о выражен ия (15) в (13) получим уравнение для опдеделенив дор)жя )= tK

п'(Дк)в(Дк)-в'(Дк)^ п(Дк ) = 0.

(16)

Анализ решения уравнения (16) показывает, что минимально возможные относительные потери СГПМ имеюа место, кораа едниг фаз между напряжением и током в нураозне бидет равен нулю, то есть характер нагрузки синхронного генератора является чосео акгсвным. Это легко проверить. Предположим, что ток и напряжение в нагрузке сдвинуты по фазе на угол ф.

Тогда

i(t) = lm (т(ю )) п)]) = U- (in(C0f + (

(17)

Подстановка (17) в уравпение (16) дает уравне-

Очевидно, что второе слагаемое в правой части полученного уравненио тоокдественно равно нулю. Коэффициент полеоно го действ ия СГПМ

1 я

— J nipt

Лг =

MBX+nopf

01+ =(j+P*)0!

где р; =

1 '

- J eR=Pt

1 я

- J n(t)ippt

отн:оситнсьные потери.

i';(i(t)i(t)-i2(^)JRa^o,

С7((нНх ) (Вп(нНх +ф)-С7((н tx + ф) (Вп(нНх ) = 0 ■

(18)

(1R)

Преобразуя в (18) функции синуса и косинуса суммы углов <afx + ф, получим уравнение sin (ф)=0, из которого находим ф = 0, что соответствует режиму синхронного генератораприактивной нагрузке.

Подстановка (17) в (15)позволяетопределитьот-носительны+ фотери

В выражен ии 110) опре +елим вд еменные за -висимости напртжения u(t) и оока i(t) в обмотке якоря, принадлежащие некоторому кжассу допустимых функций- достевлнющие мак+имум функцио налу

У =

IR sin(2<tK)

Um [ьт(2ьЛк) cos ф + cos(2btK) sin ф]

. (19)

При угле сдвига фаз ф = 0относительные лотери будут

(11)

у* л«)е — ■

Rm

(20)

Очевидно, что ооысоание огтимальной функции тока 1^) в функцио 1с<але (11) можно найти из условия минимума Сг , Посколькс Сг есть число, устанавливающее отсо нитосьные аите о л то нведем его под знакинтеграла

Иг|[с;оСнаа-''еиаг> = о, (12)

Учтем, что в мтмент време=c t = t , где tK — корень функции

С учетом (20) минимально возможеые относительные потери СГПМ при номинальных значениях напряжения U и токо I

ном ном

(Ь1)

U „и е • Х0

(13)

где о — относительное напряжение в нагрузке, Е0 — действующее знатение ЭДС в обмотке статора.

Для расчета нтминаоьной мощяьсти тияоход-ного СГПМ в режроо актив но й нагруз ки введем в рассмотрение коэффияиент использования к [1 9]

еном е уюм 0 Qg 1+ноу1ет е ++еХкХ01 к ■

относительные пот1н]ки достают свсего экстремума (точки миримумк), то есть

PP-U.

ж,.

где m — число фаз; I+ е

ток л ротко го

(14)

К + X

замыкания.

Из векторной пи+грамо(ы ) ) для номиналь-

ногорежима работы СГПМ при активной нагрузке

ние

o

34

У = OëXеTИоHеTPИДУеУTXИО ■ (23)

Решая у-уавнение (13) относительно тока, найдем

И,... = 1.

во 0„

НоО -в X

^о. 1

в Л[2 О2 о ХП

(24)

I н

к, т в

р в'Ч

10(01

(25)

где С т

дтвротность о))МоТ1^И яКОря.

И =

^•кр Кб н' ,

л/2

60

(26)

0) 0,5

я

¿А

Послт потствнооки ^Т ) в (2X пелн—им выражение для коэффоо—онно ислольео ваохя

Анализ ввфажений (25) и (22) показывает, что от значения киэффициента —спользования зависит мощнооть тохохлотого СГПО и ртзмеры его маг-

яи

нитной системы. Условие —в- т 0 позволяет опре-

1вн

делить мгактимванн^т^с-бз з ня'^(^н]и^е мощности на выходе тихоходнегт СГПМ.

График зависимооти Ив т Oе(е*) показан на рис. 2. Из графиоа вищо, чтл оптималное относительное напряженив в1опп. зависиоот добротности обмотки якоря. Максимум ко эффициента использования

. 1

достигаетзоаченит 0,т при вопш т = 0,И0И, когда сопротивление обмотки статора Яа = 0 (при добротности С з щ).

Для конструктивной схемы СГПМ с цилиндрическим магнитопроводом (рис. 3а) действующее значениеЭДС фазы обмотки якоря имеет вид:

ОД 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 и*

Рис. 2. К определению втт в зависимости от добротности обмотки якоря: 1 — Сд =1;2 — Сд =2;3 — Сд =2;4 — ( =5;5 — Ся 3 щ

зоре к ин максимальному внпченимв кк — обмоточный та эффициенн.

Дли и<осчетн1 диаиетра ртторв И. выповним пидв становку выражения ЭДО обмотки статора (26) в (22), ногда, используя в процессе преобразнвания

коэффициент ) = — и линейную токовую нагрузку

А = т1=1^ф . птА=И2^!Л ке,.

НН. = П-Са ' Рщ

2 -<пш ДН1П

(27)

где СА

6,1

А ' И?„ •.(б' ' кА ' кп

маши ая постоян-

О. — диамент ротора; Б5 — максимальное значение магнитной индукции в воздушном зазоре; Н— активная дшна сердечника; Wф — число витков фазы обмотки якоря; п0 — сиихронная частота вращения; кф — ко эф фициент ф ормы кривой толя, определяемый отнешением действующего значения ЭДС обмотки якоря к среднему; н' — коэффициент полюсного перекрытия^ ро есть отношение среднего значения магнитно й индукции в воздушном за-

ная Арнольда [к ].

Минимально возможные относиоельные потери в СГПМ о=ределяютст подстановкой выражения (26) в (21)

о* И0

Р*„„ „ = — >*

Кпа • ИХ • 2>, • 1 пр • Дноо 'кф- Кб • б' • к

(28)

где J — допустимая плотность тока в обмотке доп Г

якоря; к = — — отношение рарчетной длит! сер-

а)

б)

Рис. 3. Конструкция магнитной системы СГПМ с общим цилиндрическиммагнитопроводом: 1 — корпус, 2 — шихтованный магнитопровод, 3 — паз; кпртина магнитного поля в программном обеспечении ELCUT 6.0 (б)

дечника к средней длине витка (секции) об отки якоря.

Масса активной части витков трехфазной обмотки якоря СГПМ, работающего с максимально возможным КПД при заданном значении номинальной мощности нагрузки Рноы, определяется выражением

60 •

дР..

■ = 0,

дР,

■ = 0

дкж дн

позволяет найти критические точки

k = Р с =

мепт. ' епт

Яг 1 обо

00Кс 1о

У обм Рно

Uonm

(29)

После поаст=новви (31) в выражение (30) иеакси-мум удельнок эл1 отрической мощноати

НаСденные из решения задачиаптимирации выражения (20) — (29) определяют уравнения рзаимо-связи энераетических и конструктивных параметров СГПМ, ртботающего с макаимально вожож-ным КПД.

П(и их использовании на ]ацедварительной стадии проектироолния юеоСжодимо правильно оценивать потарк в стяли СГПМ.

Пр и отсутсвв ии иультипликатора в составе ВЭУ в связи с низкой част ото р перемагничивания потери в нталн малы. псэтому их влияние на эквивалентно е активное сопрооивление обмотки якоря в полученных выражпнкях можно не учитывать, однако при наличии мяпьоипоокатора в составе ВЭУ их влияние должно бочтоучтемо введением попра-вочнооо коэффацоенто, ^еллчисающего активное сопротивятнне о(мотки якярм, умочняемое на стадии повезв°пных расчетоI! часлсннлго иасмета магнитно оо поля СГПМ с учетом электропроводности стали.

Для конструктивной схемы СГПМ с общим цилиндрическим магнотчоро ввоом (рис. 3а) выражение удельнои олеттричееоой мощности на выводах синхронного генератора запишем через две независимые переменною кх, п и расчетный диаметр Б. ротора

р = Я mUonmV-0Hc Jgon ППном к„П

P 12Pp у„й„ 1 + k„ Х

У об M

I1 - ^'К^оЛ

l + ^^kX У

Уобм кз

(30)

ч,.

0 [ Соп= [ Mi [ JK-n [ Пноо [Пр[В-6 Вф 120

^(BHjpax [ к-

1 обо 1 о

(32)

где Л5 — относительное значение намагничивающей силы обмотки якоря, приходящейся на одну пару п ооосов, учитывающее явление реакции

¿И-оба р кп "

_____г,„, а к- — отношение массы активной

части витков обмотки якоря к массе постоянных d

магнитов; п = — — отношение высоты постоянно-

б э

го магнита к эквивалентному воздушному зазору, учитывающему влияние пазов в сердечнике якоря на магнитное сопротивление зазора; р — число пар полюсов; кз — коэффициент заполнения по меди; Бт и Н— соответственно остаточная индукция и коэрцитивная сила постоянного магнита, например, для сплава NdFeB марки N40 остаточная индукция Бг = 1,1 Тл, а коэрцитивная сила Нс = 955 кА/м; уы=7400 кг/м3 — плотность материала постоянного магнита; упр =7400 кг/м3 — плотность медного обмоточного провода.

Отыскание в выражении (30) максимума удельной электрической мощности Р приравнива-

^ 1 эл.уд.тах ^ ^

нием нулю частных производных от функции двух независимых переменных

где (ВН)тах = 3]8 кч^к/м3 — магнитная энергия постоянного магнита дад сплава NdFeB марки N40.

Пол=чепчы= из решения задачи оптимизации уравнения использованы в методике и построении алг ритма предварительного расчета оптимальной конструкции СГПМ, реализованного в среде Borland Delphi 7.0. программном обеспечении [20].

В качестве примера ниже представлен расчет оптимальной конструкции синхронного генератора со следующими исходными данными: номинальная мощность Рнм = 5 кВт, номинальное выходное напряжения URm = 130 В, коэффициент мощности нагрузки cos9=1, чиело фаз т = 3, номинальная скорость вращения n ев 120 об/месн, число пазов статора z = 72, число пар полюсов р=11. Конфигурация паза — прямоуеолнный открытый, тип обмотки — всыпная однослойная, соединение обмоток — звезда, плотность тока в обмотке J= П =,44 О6 А/м2, линейная токов ао нагрузка А = = 2,5 4 04 А/м, коэффициент заполнения кз = 0,4. Вы-бчр числа пазов и почюсов поссоянкых магнитов пеоизводитсп нн основе данных, представлчнных в [21]. Результатами расчета являюосяконструк-тивные и энергетические параметры тихоходного СГПМ, а именно диаметр ротора D =0,382 м, активная длина статора Х' = 0,088 м, номинальный ток п ря актикн ото на грузке 1ном =12,8 А, ЭДС холостого хода E0=184 В, частота f —22 Гц, ширина открытого паза Ь^я 0,00 ) м[ вмешний ¿щаметр статора D =0,435 м, высота пР20 h =0,013 м, число витков

a п

фазы, число проводников в пазу 65, масса активной части витков об мотки m , =10,6 кг, ширина полю-

оом. ' ' 1

са постоянного магнита b =0,054 м, высота полюса

м ' '

d = 0,013м, минимально возможные относительные потери P =0,12 о.е., потери в обмотке якоря,

L г.ОПШ l l

пр = ек0 Вт.

Уточнение расчетов магнитной системы оптимальной конструкции тихоходного СГПМ и его энергетических параметров производится на стадии поверочных расчетов магнитного поля СГПМ с привлечением методов конечно-элементного анализа ELCUT 6.0 и ANSYS Maxwell 16.0.

На рис. 3б показана картина магнитного поля СГПМ без учета потерь в стали с использованием комплекса программ ELCUT 6.0.

На рис. 4 представлены результаты расчета внешней (а) и рабочей характеристики (б) оптимальной конструкции СГПМ при различных скоростях вращения ротора в пакете ANSYS Maxwell 16.0.

На рис. 5 приведена зависимость КПД СГПМ от тока нагрузки при скорости вращения ротора 120 об/мин.

х

s

ф

X

Х

и, в

250

Г-

Р, Вт 6000

1

2 v

Г

-

10 20 30 40 50 60 1, А о 10 20 30 40 50

Рис. 4. Внешняя характеристика СГПМ (а) и зависимость выходной мощности от тока нагрузки при: 1 — п = 120 об/мин; 2 — п = 90 об/мин; 3 — п = 70 об/мин

fiol, А

60 I, А

Рис. 5. Зависимость КПД от тока нагрузки СГПМ

Методика оптимизации параметров тихоходных СГПМ с учетом заданных технических условий на проектирование, устанавливающей взаимосвязь выходных параметров ВЭУ и конструктивных параметров магнитной системы синхронного генератора, и подтверждена результатами экспериментальных исследований макетного образца [22].

Заключение. В статье предложено решение задачи оптимизации параметров ВЭУ с тихоходными СГПМ, определяющее достижение максимально возможного КПД генератора.

В ходе решения задачи оптимизации определены уравнения взаимосвязи энергетических показателей ВЭУ с конструктивными параметрами тихоходных СГПМ. На основе решения задачи оптимизации параметров ВЭУ получены расчетные соотношения, позволяющие на стадии предварительных расчетов определить геометрические размеры магнитной системы и обмоточные данные СГПМ с цилиндрическим магнитопроводом в соответствии с техническим заданием.

Выводы.

1. Решение задачи оптимизации позволило разработать методику проектирования для модельного ряда мощностей синхронных генераторов ВЭУ до 30 кВт из условия обеспечения максимально возможного КПД СГПМ.

2. Методика расчета параметров СГПМ реализована в виде алгоритма и программы, позволяющей на стадии предварительных расчетов опре-

делить параметры магнитнои системы генератора при условии обеспечения максимально возможного КПД в соответствии с условиями физической реализуемости опытного образца.

3. Для уточнения параметров магнитной системы и характеристик тихоходных СГПМ, определенных на стадии предварительных расчетов, целесообразно использовать на стадии поверочных расчетов конечно-элементный анализ магнитного поля оптимальных конструкций синхронных генераторов в программных пакетах ELCUT 6.0 и ANSYS Maxwell 16.0.

4. Установлено, что полученная в результате научного исследования конструктивная схема СГПМ с цилиндрическим магнитопроводом мощностью 5 кВт, скоростью вращения 120 об/мин и выходным напряжением 130 В обеспечивает в номинальном режиме максимум КПД 0,88 о.е.

Библиографический список

1. Беляков П. Ю. Производство электроэнергии на базе энергии ветра // Электротехнические комплексы и системы управления. 2008. № 1. С. 56-59.

2. Ismagilov F. R., Vavilov V. E., Bekuzin V. I., Ayguzina V. V. High-Speed Magneto-Electric Slotless Generator, Integrated into Auxiliary Power Unit: Design and Experimental Research o f a Scaled-Size Prototype // International Review of Aerospace Engineering. 2016. Vol. 9 (5). P. 173-179. DOI: 10.15866/irease. v9i5.10432.

3. Ганджа С. А. Применение асинхронизированных синхронных генераторов для автономных и сетевых ветроэнергетических установок // Альтернативная энергетика и экология. 2010. № 1. С. 25-29.

4. Jian L., Chau K., Jiang J. A Magnetic-Geared OuterRotor Permanent-Magnet Brushless Machine for Wind Power Generation // IEEE Transactions on Industry Applications. 2009. Vol. 45, Issue 3. P. 954-962. DOI: 10.1109/TIA.2009.2018974.

5. Антипов В. Н., Данилевич Я. Б. Анализ и исследование соразмерного ряда синхронных машин как ветрогенераторов в диапазоне частот вращения 75-300 мин-1 // Электротехника. 2009. № 1. С. 27-33.

6. Бубенчиков А. А., Бубенчикова Т. В., Шепелева Е. Ю. Анализ зарубежного опыта исследования систем генерации ветроэнергетических установок // Омский научный вестник. 2018. № 6 (162). С. 142-149. DOI: 10.25206/1813-8225-2018-162142-149.

7. Харитонов В. П. Автономные ветроэлектрические установки. Москва: ГНУ ВИЭСХ, 2006. 280 с.

8. Арнольд Р. Р. Расчет и проектирование магнитных систем с постоянными магнитами. Москва: Энергия, 1969. 184 с.

9. Шевченко А. Ф. Статическая устойчивость синхронных машин с постоянными магнитами // Электричество. 2007. № 1. С. 38-43.

10. Балагуров В. А., Галтеев Ф. Ф. Электрические генераторы с постоянными магнитами. Москва: Энергоатомиздат, 1988. 280 с. ISBN 5-283-00556-9.

11. Зарицкая Е. И., Канов Л. Н., Олейников А. М. Оптимизационный расчет тихоходного синхронного генератора на постоянных магнитах для безредукторных электрогенерирую-щих установок // Проблеми техшки. 2013. Вип. 2. С. 17-23.

12. Исмагилов Ф. Р., Герасин А. А., Хайруллин И. Х., Вавилов В. Е. Электромеханические системы с высококоэрцитивными постоянными магнитами: моногр. Москва: Машиностроение, 2014. 267 с.

13. Корнеев В. В., Приступ А. Г. Проектирование синхронного генератора с постоянными магнитами // Технические науки — от теории к практике. 2013. Т. 23. С. 106-113.

14. Шымчак П. Инновационные конструкции магнитных систем синхронных машин с постоянными магнитами // Электричество. 2009. № 9. С. 37—44.

15. Кощук Г. А., Никитин К. И., Татевосян А. С., Терещенко Н. А. Методика оптимизационного расчета конструкций подвесных электромагнитных сепараторов // Омский научный вестник. 2020. № 3 (171). С. 47 — 50. DOI: 10.25206/18138225-2020-171-47-50.

16. Ряшенцев Н. П., Ковалев Ю. З. Динамика электромагнитных импульсных систем. Новосибирск: Наука, 1974. 186 с.

17. Татевосян А. А. Решение задачи оптимального управления магнитоэлектрического привода колебательного движения // Омский научный вестник. 2019. № 4 (166). С. 48 — 51. DOI: 10.25206/1813-8225-2019-166-48-51.

18. Меркурьев Г. В., Шаргин Ю. М. Устойчивость энергосистем. Расчеты: моногр. Санкт-Петербург: НОУ Центр подготовки кадров энергетики, 2006. 300 с.

19. Бут Д. А. Бесконтактные электрические машины. Москва: Высшая шк., 1990. 416 с.

20. Татевосян А. А. Расчет оптимальных конструкций тихоходных синхронных магнитоэлектрических генераторов с общим цилиндрическим магнитопроводом в составе электротехнических комплексов по критерию максимума КПД: программа для ЭВМ. Москва: ФИПС, 2020. № 2020617967 от 15.07.2020.

21. Пат. № 2660945 РФ. МПК Н 02 К 3/12 (2017.08). Магнитоэлектрическая машина / Татевосян А. А., Корнев А. С. № 2016147632; заявл. 05.12.16; опубл. 05.06.18, Бюл. № 20.

22. Татевосян А. А., Татевосян А. С., Бельский А. А., До-буш В. С. Разработка стенда для испытания синхронных генераторов с постоянными магнитами // Промышленная энергетика. 2019. № 12. С. 57-62.

ТАТЕВоСян Андрей Александрович, кандидат технических наук, доцент (Россия), доцент кафедры «Электрическая техника», декан энергетического института. SPIN-код: 6456-8370 AuthorlD (РИНЦ): 163175 AuthorlD (SCOPUS): 56503745000 ResearcherlD: M-3175-2015 Адрес для переписки: karo1@mail.ru

Для цитирования

Татевосян А. А. Научные основы проектирования оптимальных конструкций тихоходных синхронных генераторов с постоянными магнитами для ветроэнергетических установок // Омский научный вестник. 2021. № 1 (175). С. 32-38. DOI: 10.25206/1813-8225-2021-175-32-38.

Статья поступила в редакцию 28.12.2020 г. © а. а. Татевосян

о