CC BY
13
Электротехнические комплексы и системы Electrotechnical complexes and systems
Научная статья УДК 629.423.31 DOI: 10.14529/power220305
ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ СИЛ ОДНОСТОРОННЕГО МАГНИТНОГО ПРИТЯЖЕНИЯ НА НАДЕЖНОСТЬ ПОДШИПНИКОВОГО УЗЛА ВЕНТИЛЬНО-ИНДУКТОРНОЙ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ МАШИНЫ
Е.Е. Мирошниченко, ekaterinailjasova@rambler.ru
Ростовский государственный университет путей сообщения, Ростов-на-Дону, Россия
Аннотация. В качестве предмета исследований в работе рассмотрена вентильно-индукторная электрическая машина с неравномерным воздушным зазором. Основной задачей исследований является оценка влияния сил одностороннего магнитного притяжения на надежность подшипникового узла при различных вариантах расположения ротора. В данной статье учитывается взаимное влияние сил одностороннего магнитного притяжения и сил дисбаланса. Для расчета магнитного поля использован метод конечных элементов. Исследования проведены для вентильно-индукторной машины, в которой ось вращения совмещена с осью симметрии статора либо смещена вместе с осью симметрии ротора. Получены значения результирующей силы одностороннего магнитного притяжения, существенно превышающей допустимые значения. Предложен алгоритм расчета характеристик вентильно-индукторной электрической машины, который учитывает допуски на изготовление элементов ее конструкции. Алгоритм позволяет скорректировать требования к используемым подшипникам, обеспечить требуемый уровень надежности вентильно-индукторной электрической машины и прогнозировать уровень вибрации и шума.
Ключевые слова: вентильно-индукторная электрическая машина, неравномерный воздушный зазор, сила одностороннего магнитного притяжения, силы дисбаланса, подшипники, допуски на изготовление, надежность
Для цитирования: Мирошниченко Е.Е. Оценка влияния сил одностороннего магнитного притяжения на надежность подшипникового узла вентильно-индукторной электрической машины // Вестник ЮУрГУ. Серия «Энергетика». 2022. Т. 22, № 3. С. 39-51. DOI: 10.14529/power220305
Original article
DOI: 10.14529/power220305
ASSESSING THE INFLUENCE OF ONE-WAY MAGNETIC ATTRACTION FORCES ON THE RELIABILITY OF THE BEARING UNIT OF A SWITCHED RELUCTANCE ELECTRIC MACHINE
E.E. Miroshnichenko, ekaterinailjasova@rambler.ru Rostov State Transport University, Rostov-on-Don, Russia
Abstract. The object of the study is a switched reluctance electric machine with an uneven air gap. The main objective of the research is to assess the influence of the forces of one-way magnetic attraction on the reliability of the bearing unit for different variants of the rotor location. This article takes into account the mutual influence of the forces of oneway magnetic attraction and the imbalance forces. The finite element method was used to calculate the magnetic field. The study examined a switched reluctance machine in which the rotation axis is aligned with the symmetry axis of the stator or offset together with the symmetry axis of the rotor. The values obtained were those of a resulting force of oneway magnetic attraction which substantially exceed permissible values. The study proposes an algorithm for calculating the characteristics of a valve-inductor electric machine, taking into account the tolerances for the manufacture of its structural elements. The algorithm allows for the requirements for the bearings used to be adjusted. This then ensures the required level of reliability of the switched reluctance electric machine, and predicts the level of vibration and noise.
Keywords: switched reluctance electric machine, uneven air gap, force of one-way magnetic attraction, forces of imbalance, bearings, tolerances for the manufacture, reliability
For citation: Miroshnichenko E.E. Assessing the influence of one-way magnetic attraction forces on the reliability of the bearing unit of a switched reluctance electric machine. Bulletin of the South Ural State University. Ser. Power Engineering. 2022;22(3):39-51. (In Russ.) DOI: 10.14529/power220305
© Мирошниченко Е.Е., 2022
Введение
Вентильно-индукторная электрическая машина (ВИМ) относится к перспективному и быстро-развивающемуся типу электромеханического преобразователя энергии. Интенсивное распространение данных типов электрических машин в различных сферах применения связанно с общим технологическим прогрессом и обусловлено рядом их технико-экономических характеристик, таких как простота и прочность конструкций, надежность, а также высокий КПД [1].
Перспективным выглядит применение вен-тильно-индукторных двигателей (ВИД) в системе тягового электропривода. Областью применения тягового ВИД являются транспортные средства с электрическим приводом [2-5], в том числе пассажирские и грузовые электровозы, скоростные и высокоскоростные поезда. Обеспечение современных транспортных средств высоконадёжными и энергоэффективными тяговыми электродвигателями вентильно-индукторного типа путем повышения конкурентоспособности этих двигателей по отношению к традиционным типам электрических машин позволит обеспечить возможность создания широкого спектра транспортных систем, конкурентоспособных на мировом уровне.
С целью повышения степени эффективности электромеханического преобразователя энергии зазор в ВИМ выбирается минимально возможным [1]. Однако данное стремление обуславливает наличие неравномерности воздушного зазора в связи с невозможностью абсолютно точного изготовления элементов конструкции ВИМ и исключений неточностей сборки. Так как неравномерность почти всегда на практике имеет место, в воздушном зазоре электродвигателя присутствую силы одностороннего магнитного притяжения (ОМП). Силы ОМП значительно ускоряют износ подшипниковых узлов (ПУ) ВИМ, а также служат источником вибрации и шума в электродвигателе.
Повысить конкурентоспособности ВИМ по отношению к традиционным типам электрических машин (асинхронным и синхронным) возможно путем улучшения их потребительских качеств - виброакустических показателей и показателей надежности. Актуальным является решение вопросов, связанных с уменьшением вибрации и шума ВИМ, повышением надежности ПУ электрической машины.
Научная значимость проведенных исследований состоит в том, чтобы провести исследование сил ОМП ротора к статору в ВИМ при неравномерном воздушном зазоре, дать им физическое объяснение; обосновать мероприятия, связанные с уменьшением негативного влияния этих сил, и с учетом этого предложить технические решения по улучшению виброакустических показателей и увеличению ресурса работы ПУ машины.
Улучшению виброакустических показателей ВИМ, а также показателей надежности их ПУ посвящен ряд научных публикаций.
В работах [6-10] проведены исследования пульсаций электромагнитного момента, являющихся существенным источником шума и вибрации ВИМ, предложены методы их уменьшения. Так, снизить пульсации момента представляется возможным путем увеличения числа фаз, выполнением зубца статора трапециевидной формы и параллельными стенками, использованием алгоритмов нелинейного токового управления за счет специально подобранной формы тока. Для уменьшения пульсаций электромагнитного момента эффективно зарекомендовал себя подход, основанный на конструктивных изменениях магнитной системы.
Эффект улучшения виброакустических характеристик в работе [7] обеспечивается за счет особенностей в конструкции ВИМ, однако он получен путем снижения технологичности изготовления и эффективности электромеханического преобразования энергии.
Контролировать вибрацию, увеличить срок службы подшипника, а также улучшить рабочую точность и повысить производительность работы ВИМ позволяет изобретение [11].
В научно-технической литературе имеются работы, посвященные исследованиям сил ОМП при неравномерности воздушного зазора ВИМ, а также показано влияние этих сил на вибрацию, шум и надежность [7-9, 12-18]. В большинстве случаев уменьшение шума и вибрации достигается за счет ухудшения важных показателей работы ВИМ.
Так, в [12] исследовано влияние перекоса статора и ротора на величину сил ОМП. Перекос статора оказался наиболее предпочтительным в снижении вибрации ВИМ. С целью снижения сил ОМП предлагается конструкция двустаторной ВИМ [7, 13]. Уменьшить вибрацию электрической машины возможно путем контроля радиальной силы при балансировке [14]. Управлять величиной силы ОМП рекомендуется, основываясь на способе возбуждения токами синусоидальной формы [7, 8].
Исходя из анализа литературных источников, следует, что известные в настоящее время исследования не дают возможности в полной мере решить вопрос, связанный с уменьшением вибрации и шума ВИМ, а также повышением надежности его ПУ. Они в основном либо содержат постановку проблемы, но не имеют практических рекомендаций, либо предлагают существенно усложнить конструкцию и систему управления.
Основная часть
Основной целью данной статьи является определение сил ОМП при неравномерном воздушном зазоре ВИМ, оценка этих сил, разработка технических мероприятий, связанных с их уменьшением до допустимой величины.
В работе исследования вибрации и шума ВИМ, а также исследования, касающиеся надежности работы его ПУ, рассмотрены во взаимосвязи. Это объясняется тем, что основным источни-
ком как одних, так и других проблем выступают силы ОМП, имеющие электромагнитное происхождение. Силы ОМП стремятся увеличить неравномерность воздушного зазора в ВИМ и создают динамические усилия, оказывающие воздействие на подшипники. Такое же динамическое воздействие оказывает и сила дисбаланса, имеющая механическое происхождение. Статические и динамические воздействия в комплексе приводят к быстрому износу элементов подшипниковых узлов и их преждевременному отказу, что в особенности характерно для тяговых ВИД электрического подвижного состава железных дорог, работающих в тяжелых условиях эксплуатации.
Примером практической реализации ВИД в системе тягового электропривода железнодорожного транспорта является НТИ-350 для электропоезда, изготовленного на ОАО «НЭВЗ». В даль-
I
I
-2
Сс,0
нейшем объектом исследования выбран именно данный экземпляр ВИМ.
Неравномерность воздушного зазора ВИМ на производстве может иметь место по различным причинам, которые связанны с особенностями в изготовлении его деталей и ПУ, и носить различный характер.
Перед проведением расчетов в работе руководствовались рядом допущений и ограничений:
- температура в воздушном зазоре ВИМ неизменна;
- рассматривается радиальное смещение ротора, параллельное оси вращения;
- при вращении ротора неравномерность зазора и положение ротора относительно оси симметрии статора остаются постоянными.
В данной статье рассматривались два идеализированных варианта смещения ротора (рис. 1).
2
Рис. 1. Варианты смещения ротора ВИМ: 1 - статор; 2 - ротор; О - ось вращения; Ср - ось симметрии ротора;
Сс - ось симметрии статора; I - ось вращения совмещена с Сс; II - ось вращения смещается вместе с Ср Fig. 1. Rotor of SRM displacement options: 1 - stator; 2 - rotor; О - axis of rotation; Ср is the axis of symmetry of the rotor; Сс - axis of symmetry of the stator; I - the axis of rotation is aligned with Сс; II - the axis of rotation is shifted along with Ср
Рис. 2. Поперечное сечение активной части ВИМ Fig. 2. Cross section of the active part of the SRM
Первая часть расчета связана со случаем, когда смещенный ротор вращается относительно оси симметрии статора. Вторая часть расчета посвящена случаю, когда ротор при своем смещении совершает вращение относительно своей оси симметрии.
С целью определения сил ОМП при неравномерном воздушном зазоре были проведены расчеты на примере трехфазного тягового ВИД типа НТИ-350, длина активной части которого составляла 265 мм. Конфигурация магнитной системы ВИД с обмоткой представлена на рис. 2.
Известно, что допустимые радиальные зазоры в подшипниках скольжения и качения соизмеримы с величиной воздушного зазора ВИМ, а во время эксплуатации допускается удвоенная величина максимальных зазоров. Также наибольший допустимый радиальный зазор при износе подшипников качения, согласно анализу стандартных табличных данных, составляет 0,3 мм. С учетом этого расчеты выполнялись при следующих условиях. Так, сдвиг ротора проводился с шагом 0,3 мм по осям Х и У в декартовой системе координат для двух представленных вариантов смещения ротора (см. рис. 1) в номинальном режиме ограничения тока и одно-импульсном режиме работы. В режиме ограничения тока мощность двигателя на валу была равна Рном = 353 кВт, частота вращения составляла пном = 1240 об/мин, напряжение и = 1450 В. Одно-импульсному режиму работы соответствовали следующие параметры: мощность двигателя на валу Р = 396 кВт, частота вращения п = 1860 об/мин, напряжение и = 1450 В.
Определение сил ОМП производилось в следующей последовательности.
1. С помощью метода конечных элементов в программе FEMM для магнитной системы ВИД (см. рис. 2) рассчитывалась матрица значений зависимости потокосцепления фазы от тока и угла поворота ротора у = /(/, 0). За основу были взяты допущения:
- магнитное поле ВИД плоскопараллельно;
- отсутствие магнитного поля вне пределов магнитной системы ВИД;
- не производится учет взаимного влияния фаз;
- отсутствие влияния вихревых токов и гистерезиса на распределение магнитной индукции;
- величина неравномерности воздушного зазора постоянна.
2. Используя полученные данные матрицы значений у = /(/, 0), в программе МА^АВ Simulink выполнен расчет характеристик машины при заданной частоте вращения ротора в соответствующем режиме работы. Найденные значения фазных токов зависимости тока от момента времени i(f) использовались для дальнейших расчетов в формате /'(0).
3. Полученные зависимости /(0) применялись в программе FEMM с целью нахождения момента
на валу электродвигателя и сил ОМП при определенной неравномерности воздушного зазора.
На рис. 3 и 4 представлены расчетные значения токов в фазах обмотки статора для режима ограничения тока и одноимпульсного режима работы.
На рис. 5 даны расчетные значения сил ОМП в режиме ограничения тока для первого варианта смещения ротора (см. рис. 1) при сдвигах по осям Х и У на 0,3 мм.
Рис. 6 отражает результаты расчета сил ОМП в режиме ограничения тока для второго варианта смещения ротора (см. рис. 1) при таких же сдвигах по осям Х и У.
Далее полученные значения результирующей силы ОМП для двух выше рассмотренных вариантов смещения ротора представим в полярных координатах (рис. 7).
Аналогичные расчеты проводились для двух вариантов смещения ротора при сдвигах по осям Х и У на 0,6 мм. На рис. 8 представлены значения результирующей силы ОМП при данном сдвиге по осям для идеализированных вариантов смещения ротора.
Проводились идентичные расчеты для тягового ВИД с неравномерным воздушным зазором при одноимпульсном режиме работы (рис. 9-12).
На величину сдвига ротора при первом варианте смещения оказывает влияние зазор в подшипнике, который увеличивается по мере износа деталей подшипника. В данном случаи результирующая сила ОМП достигает значительных величин, причем максимальные значения она принимает в конце цикла коммутации фазы. На спадающий ток обмотки фазы С приходится первое максимальное значение результирующей силы ОМП, соответственно, на спадающий ток фазы А - второе, на спадающий ток фазы В - третье. Тогда имеют место быть три всплеска силы ОМП, а их максимальные значения находятся приблизительно на одном уровне. Переход от рассогласованного к согласованному положению сопровождается снижением составляющей силы ОМП по оси Х. При полном совпадении зубцов сила принимает нулевое значение.
Величина сдвига ротора при втором варианте смещения зависит от допусков на изготовление элементов конструкции подшипникового узла. В отличие от первого варианта, составляющая сила ОМП по оси Х при переходе от рассогласованного к согласованному положению снижается незначительно. Результирующая сила ОМП оказывается выше и ведет себя несколько иначе. Так, на данном интервале имеются три всплеска силы ОМП, причем их максимальные значения изменяются поочередно, от большего значения к меньшему. Рассмотренный случай неравномерности зазора оказывается худшим по отношению к первому и влечет за собой износ подшипников и их выход из строя.
Сравним полученные максимальные расчетные значения сил ОМП для соответствующих режимов работы с допустимой величиной силы ОМП, действующей на ПУ ВИД. Вначале определим допустимую величину силы ОМП для рассмотренного выше ВИД массой ротора т = 280 кг в случае одноимпульсного режима работы.
Делаем предположение о том, что допустимым значением силы ОМП ^ОМП) является величина, равная силе при предельно-допустимом остаточном дисбалансе Согласно ГОСТ ИСО 1940-1-2007 и методике, приведенной в [19, 20], для «... электрических двигателей и генераторов с высотой оси вала не менее 80 мм и максимальной номинальной частотой вращения свыше 950 мин-1» выбираем класс точности балансировки G2,5:
ерег - ю = 2,5 мм/c.
Допустимый остаточный дисбаланс
( брег -го)- m
ирег = 1000 -
а
где угловая частота вращения %-n 3,14-1860
30
30
= 194,68 рад - с"1,
2 5•280 ч
ирег = 1000•--= 3,6•Ю-3 г• мм =
р 194,68
= 3,6 -10 кг • м.
Тогда сила, приложенная к подшипнику при остаточном дисбалансе:
F = Орег V,
F = 3,6 • 10-3 • 194,682 = 136,5 Н.
/\- '. ' * V' 1 и-—г---у / mwv-
f f 1 \
\ \ \
/ / \ / \
......./...... / ............ / ............
/ V" 1 \
фаза A J фаза В фаза С уГ /
--— _/................................... f * **
1
I, А
t. с
Рис. 3. Токи в фазах обмотки статора ВИД в режиме ограничения тока Fig. 3. Currents in the phases of the SRM stator winding in the current limiting mode
J A
300 250 200 150 100 50 0 -50
I
\
A î
\ |
фаза A фаза В фаза С /
f.............. ч-
i
0,0105
0,011
0,0115
0,0125
0,0135
t, с
Рис. 4. Токи в фазах обмотки статора ВИД при одноимпульсном режиме Fig. 4. Currents in the phases of the stator winding of a SRM in single-pulse mode
CO =
\
>
fi 1 \
\
4
4
ILL
$ is is si 35 jo is, грлл is
Рис. 5. Параметры ВИД в режиме ограничения тока для первого варианта смещения при сдвигах ротора по осям Х и Y
на 0,3 мм: 1 - момент на валу; 2 - результирующая сила по модулю; 3, 4 - силы ОМП по осям Y и Х Fig. 5. SRM parameters in current limiting mode for the first variant of displacement when the rotor shifts along the Х and Y axes by 0.3 mm: 1 - shaft torque; 2 - resultant force modulo; 3, 4 - UMA forces along the Y and Х axes
1
—
4
« i m is si si и, град «j
Рис. 6. Параметры ВИД в режиме ограничения тока для второго варианта смещения при сдвигах ротора по осям Х и Y
на 0,3 мм: 1 - момент на валу; 2 - результирующая сила по модулю; 3, 4 - силы ОМП по осям Y и Х Fig. 6. SRM parameters in current limiting mode for the second variant of displacement when the rotor shifts along the Х and Y axes by 0.3 mm: 1 - shaft torque; 2 - resultant force modulo; 3, 4 - UMA forces along the Y and Х axes
Рис. 7. Силы ОМП при сдвигах ротора по осям Х и Y на 0,3 мм: I - ось вращения совмещена с Сс;
II - ось вращения смещается вместе с Ср Fig. 7. The forces of the UMA when the rotor shifts along the Х and Y axes by 0.3 mm: I - the axis of rotation is aligned with the Сс; II - the axis of rotation is shifted along with the Ср
Рис. 8. Силы ОМП при сдвигах ротора по осям Х и Y на 0,6 мм: I - ось вращения совмещена с Сс;
II - ось вращения смещается вместе с Ср Fig. 8. The OMP forces when the rotor shifts along the Х and Y axes by 0.6 mm: I - the axis of rotation is aligned with the Сс; II - the axis of rotation is shifted along with the Ср
Рис. 9. Параметры ВИД в одноимпульсном режиме работы для первого варианта смещения при сдвигах ротора по осям Х и Y на 0,3 мм: 1 - момент на валу; 2 - результирующая сила по модулю; 3, 4 - силы
ОМП по осям Y и Х
Fig. 9. Parameters of the VIEW in single-pulse mode of operation for the first variant of displacement when the rotor is shifted along the Х and Y axes by 0.3 mm: 1 - the moment on the shaft; 2 - the resulting force modulo; 3, 4 - the OMP forces along the Y and Х axes
Рис. 10. Параметры ВИД в одноимпульсном режиме работы для второго варианта смещения при сдвигах ротора по осям Х и Y на 0,3 мм: 1 - момент на валу; 2 - результирующая сила по модулю; 3, 4 - силы
ОМП по осям Y и Х
Fig. 10. View parameters in single-pulse mode of operation for the second variant of displacement when the rotor shifts along the Х and Y axes by 0.3 mm: 1 - shaft torque; 2 - resultant force modulo; 3, 4 - OMP
forces along the Y and Х axes
Рис. 11. Сила ОМП в полярных координатах для одноимпульсного режима при сдвигах ротора по осям Х и Y на 0,3 мм: I - ось вращения совмещена с Сс; II - ось вращения смещается вместе с Ср Fig. 11. The OMP force in polar coordinates for a single-pulse mode when the rotor is shifted along the Х and Y axes by 0.3 mm: I - the axis of rotation is aligned with Сс; II - the axis of rotation is shifted along with Ср
Рис. 12. Сила ОМП в полярных координатах для одноимпульсного режима при сдвигах ротора по осям Х и Y на 0,6 мм: I - ось вращения совмещена с Сс; II - ось вращения смещается вместе с Ср Fig. 12. The OMP force in polar coordinates for the single-pulse mode when the rotor shifts along the Х and Y axes by 0.6 mm: I - the axis of rotation is aligned with the Сс; II - the axis of rotation is shifted along with the Ср
Следовательно, допустимая величина силы
ОМП FОМП = F = 136,5 Н.
Проведя аналогичные расчеты для режима ограничения тока, получаем допустимую силу ОМП FОМП = 91Н. Значит, полученные в данной статье расчетные максимальные значения сил ОМП (см. рис. 5-12) значительно превышают допустимые значения. Поэтому необходимо уточнить особенности производства, данного ВИД с точки зрения поддержания равномерности воздушного зазора. С этой целью предложен алгоритм расчета характеристик ВИД, учитывающий допуски на изготов-
ление элементов конструкции тягового электродвигателя. Алгоритм состоит из следующей последовательности действий.
1. Для подтверждения характеристик ВИД в заданном режиме производится расчет электродвигателя при нулевых допусках.
2. Уточняются возможности технологического оборудования производства, на основании чего составляется эскизная конструкторская документация, и определяются допустимые отклонения размеров магнитопровода. Определяется максимально возможное смещение и его направление в сторону действия силы тяжести.
3. Рассчитываются параметры ВИД при максимальных допусках на изготовление элементов конструкции электродвигателя. На этом этапе полученные расчетные значения силы ОМП при назначенных допусках необходимо сравнить с допустимой величиной силы ОМП.
4. Производится корректировка конструкторской документации. В случае, если расчетная сила ОМП значительно отличается от допустимой, необходимо изменить допуски на изготовление конструктивных элементов электродвигателя в сторону их ужесточения, учитывая при этом технологические возможности производства, либо изменить конфигурацию ее активной части.
5. Выполняется расчет характеристик ВИД при допустимом смещении ротора. На данном этапе возможно оценить виброакустические характеристики проектируемого электродвигателя.
6. В результате проведенных расчетов при неравномерности воздушного зазора необходимо оценить влияние сил ОМП на подшипники, что даст возможность еще при проектировании спрогнозировать срок службы ПУ.
В научно-технической литературе встречаются аналогичные алгоритмы с учетом сил, однако они носят преимущественно исследовательский характер и не дают конкретных рекомендаций, на какую величину следует уменьшить силу ОМП и какие допуски следует установить на детали ВИМ в конструкторской документации при производстве.
Новизной данного алгоритма, во-первых, является то, что он ориентирован на решение производственных задач.
Во-вторых, новизна алгоритма заключается в пункте 2, где происходит проверка всей размерной цепи и в результате анализа допусков, установленных в конструкторской документации, выявляется наихудший случай сборки машины, при котором возникает смещение ротора в направлении действия силы тяжести.
В-третьих, определяется, как влияют полученные расчетные значения силы ОМП на срок эксплуатации ВИМ (пункт 3). Так, выдвигается предположение о том, что величину силы ОМП, полученную расчетным путем, необходимо сравнивать с амплитудой силы, действующей на подшипник при остаточном дисбалансе. Это предположение вытекает из анализа научной литературы, где имеется большой объем экспериментальных исследований, посвящённых силе дисбаланса, которые привели к созданию ГОСТ ИСО 1940-1-2007. Данный ГОСТ регламентирует силу дисбаланса: если сила дисбаланса не превышает своей допустимой величины, то электрическая машина работает весь свой срок эксплуатации. Однако силы ОМП и силы дисбаланса отличаются по принципу действия. Тогда если ограничить хотя бы амплитудное значение силы ОМП, то электрическая ма-
шина будет работать качественно и достаточно длительное время.
Предложенный алгоритм представляет собой итерационную процедуру, заключающуюся в том, что при прохождении алгоритма и получении несоответствия сил необходимо ужесточать требования и повторять расчет до тех пор, пока расчетное значение сил ОМП не будет меньше или равно допустимому значению.
В пункте 4 настоящего алгоритма указано, что если расчетная сила ОМП превышает ее допустимое значение, то возможно два варианта дальнейших действий с точки зрения поддержания равномерности воздушного зазора, повышающих надежность подшипникового узла ВИМ. Первый -ужесточение допусков; второй - изменение конфигурации активной части ВИМ. Второй рекомендуется использовать в случае, когда ужесточение допусков не представляется возможным в связи с ограниченными возможностями производства. Так, увеличение воздушного зазора ВИМ с заданным шагом позволит снизить его относительную неравномерность.
Однако увеличение зазора может привести к недопустимому значению КПД ниже, чем указано в техническом задании. Тогда дальнейшие действия необходимо согласовывать с заказчиком. Возможно применять более точные методы размещения ротора в расточке статора: пуклевку листов ротора; использование горячей посадки ротора на вал с заранее произведенным пакетированием на специальной технологической оснастке; повышенный контроль составных конструктивных элементов ВИМ в процессе сборки. Последний метод заключает в себе фиксацию отклонений фактических размеров элементов ВИМ от указанных в техническом задании. Затем элементы ВИМ необходимо сортировать таким образом, чтобы при сборке одной электрической машины отклонения фактических размеров со знаком плюс и минус компенсировали друг друга.
Уменьшить действие сил ОМП в воздушном зазоре ВИМ предлагается, используя принцип активного магнитного подвеса. Его возможно осуществить при помощи векторного датчика радиального перемещения ротора применяя двухка-нальную систему управления. Первый канал служит для создания вращающего момента, регулируя ток по амплитудному значению; второй - создает необходимую разность токов в диаметрально расположенных катушках, реализуя тем самым активный магнитный подвес.
Заключение
Силы ОМП при неравномерном воздушном зазоре ВИМ достигают значительных величин и могут существенно превышать предельные значения, что приводит к преждевременному износу подшипников и их выходу из строя.
Представленный в работе алгоритм дает возможность уточнить диапазон выходных характеристик проектируемого тягового ВИД, а также прогнозировать уровень вибрации и шума.
Алгоритм, учитывающий уровень сил ОМП, позволяет скорректировать требования к используемым подшипникам. Это обеспечивает требуемый уровень надежности ВИД, достигаемый на имеющемся у заводов-изготовителей оборудова-
нии, тем самым отпадает необходимость в закупке дорогостоящих импортных станков и оборудования для высокоточного изготовления элементов магнитной системы.
Полученные результаты могут найти применение при проектировании новых ВИМ в части оценки величины и влияния сил одностороннего магнитного притяжения на надёжность подшипникового узла.
Список литературы
1. Опыт создания вентильных индукторных машин и вентильных машин с постоянными магнитами и их применение в электротрансмиссиях / С.А. Пахомин, Ф.А. Реднов, Д.В. Крайнов и др. // Известия высших учебных заведений. Электромеханика. 2017. Т. 60, № 3. С. 5-11. DOI: 10.17213/0136-3360-2017-3-5-11
2. Птах Г.К. Вентильно-индукторный реактивный электропривод средней и большой мощности: зарубежный и отечественный опыт // Электротехника: сетевой электронный научный журнал. 2015. № 2 (3). С. 23-33.
3. Шумов Ю.Н., Сафонов А.С. Энергосберегающие электрические машины для привода электромобилей (обзор зарубежных разработок) // Электричество. 2016. № 1. С. 55-66.
4. Козаченко В.Ф, Остриров В.Н., Лашкевич М.М. Электротрансмиссия на базе вентильно-индукторного двигателя с независимым возбуждением // Электротехника. 2014. № 2. С. 54-60.
5. Hou R., Yang Y., Emadi A. Hybrid Electric Locomotive Powertrains // IEEE Conference and Expo Transportation Electrification Asia-Pacific (ITEC Asia-Pacific). 2014. P. 1-6. DOI: 10.1109/ITEC-AP.2014.6940843
6. Обзор подходов к снижению пульсаций электромагнитного момента вентильно-индукторного двигателя методами математического моделирования / Н.Ф. Карнаухов, М.Н. Филимонов, Д.А. Стато-вой и др. // Вестник Донского государственного технического университета. 2016. № 85 (2). С. 51-58. DOI: 10.12737/19688
7. A Review on Machine Topologies and Control Techniques for Low-Noise Switched Reluctance Motors in Electric Vehicle Applications / Chun Gan, Jianhua Wu, Qingguo Sun et al. // IEEE Access. 2018. No. 6. P. 3143031443. DOI: 10.1109/ACCESS.2018.2837111
8. Lin, Feng-Chieh; Yang, Sheng-Ming. Instantaneous Shaft Radial Force Control with Sinusoidal Excitations for Switched Reluctance Motors // IEEE Transactions on Energy Conversion. 2007. No. 22 (3). P. 629-636. DOI: 10.1109/TEC.2006.881394
9. Simultaneous Torque and Radial Force Ripple Mitigation in DQ Controlled Switched Reluctance Machines/ O. Gundogmus, L. Vadamodala, Y. Sezer et al. // IEEE International Electric Machines & Drives Conference (IEMDC). 2019. P. 260-265. DOI: 10.1109/IEMDC.2019.8785104
10. Петрушин А.Д., Шевкунова А.В., Кашуба А.В. Оптимизация активной части вентильно-индукторного двигателя методом Нелдера - Мида // Известия Томского политехнического университета. Инжиниринг георесурсов. 2016. № 327 (6). С. 83-92.
11. Patent CN 101546948A. Switched reluctance motor capable of actively controlling rotor vibration / Changsheng Zhu, Dan Zhou. No. 200910098172.6; decl. 05.05.2009; publ. 30.09.2009.
12. Investigation of Skewing Effects on the Vibration Reduction of Three-Phase Switched Reluctance Motors / Chun Gan, Jianhua Wu, Mengjie Shen et al. // IEEE Transactions on Magnetics. 2015. No. 51. P. 1-9. DOI: 10.1109/TMAG.2015.2441035
13. Challenges Faced by Electric Vehicle Motors and Their Solutions / Z. Wang, T.W. Ching, S. Huang et al. // IEEE Access. 2021. Vol. 9. P. 5228-5249.
14. Глинкин, С.А., Захаров А.В. Опыт конструирования и освоения производства опытно-промышленной партии вентильно-индукторных двигателей // Вестник ИГЭУ. 2015. Вып. 1. С. 14-19.
15. Analytical Calculation of Temporal and Circumferential Orders of Radial Force Density Harmonics in External-Rotor and Internal-Rotor Switched Reluctance Machines / J. Liang et al. // IEEE Open Journal of Industry Applications. 2021. Vol. 2. P. 70-81. DOI: 10.1109/OJIA.2021.3071157
16. Radial Force Analytic Modeling for a Novel Bearingless Switched Reluctance Motor When Considering Rotor Eccentricity / Xilian Wang, Baoming Ge, Wang Jin, Fernando J. T. E. Ferreira // Electric Power Components and Systems. 2014. No. 42 (6). P. 544-553. DOI: 10.1080/15325008.2014.880968
17. Current Profile Optimization Method for Simultaneous DC-Link Current Ripple and Acoustic Noise Minimization in Switched Reluctance Machines / O. Gundogmus et al. // IEEE Energy Conversion Congress and Exposition (ECCE). 2020. P. 5574-5579. DOI: 10.1109/ECCE44975.2020.9235609
18. Research on Vibration Reduction of Switched reluctance motor / Y. Xie, Z. Ma, Y. Xu et al. // 2020 IEEE Energy Conversion Congress and Exposition (ECCE). 2020. P. 2072-2080. DOI: 10.1109/ECCE44975.2020.9235614
19. Petrushin A., Miroshnichenko E., Tchavychalov M. Increasing the Field Reliability of Traction Switched Reluctance Motor Drive of Railway Rolling Stock // Journal of Engineering and Applied Sciences. 2015. No. 10 (5). P. 102-106. DOI: 10.3923/jeasci.2015.102.106
20. Мирошниченко Е.Е. Тяговый вентильно-индукторный двигатель с улучшенными показателями надежности подшипниковых узлов для электрического подвижного состава // Транспортные системы и технологии. 2021. No. 7 (2). C. 97-105. DOI: 10.17816/transsyst20217297-105
References
1. Pakhomin S.A., Rednov F.A. Kraynov D.V., Kolomeytsev V.L., Pakhomin L.S., Prokopets A.L. Development and Application Experience in SR and PMS Motors for Propulsion Drives. Izvestiya vysshikh uchebnykh zavedenii. Elektromekhanika = Russian electromechanics. 2017;60(3):5-11. (In Russ) DOI: 10.17213/0136-3360-2017-3-5-11
2. Ptakh G.K. Switched reluctance drive medium and high power: foreign and domestic experience. Russian Internet Journal of Electrical Engineering. 2015;2(3):23-33. (In Russ)
3. Shumov Yu.N., Safonov A.S. [Energy-Efficient Electric Vehicles for Electric Vehicles (Overview of Foreign Developments)]. Elektrichestvo. 2016;1:55-66. (In Russ)
4. Kozachenko V.F., Ostrirov V.N., Lashkevich M.M. Electric Transmission Based on the Switched Reluctance Motor with Independent Excitation. Russian Electrical Engineering, 2014;85(2):115-120. DOI: 10.3103/S1068371214020084
5. Hou R., Yang Y., Emadi A. Hybrid Electric Locomotive Powertrains. In: IEEE Conference and Expo Transportation Electrification Asia-Pacific (ITEC Asia-Pacific); 2014. P. 1-6. DOI: 10.1109/ITEC-AP.2014.6940843
6. Karnaukhov N.F., Filimonov M.N., Statovoy D.A., Lykov A.S. A Review of Torque Ripple Reducing Methods Based on Mathematical Simulation. Vestnik of Don state technical university. 2016;85(2):51-58. DOI: 10.12737/19688
7. Chun Gan, Jianhua Wu, Qingguo Sun, Wubin Kong, Hongyu Li, Yihua Hu. A Review on Machine Topologies and Control Techniques for Low-Noise Switched Reluctance Motors in Electric Vehicle Applications. IEEE Access. 2018;(6):31430-31443. DOI: 10.1109/ACCESS.2018.2837111
8. Feng-Chieh Lin, Sheng-Ming Yang. Instantaneous Shaft Radial Force Control with Sinusoidal Excitations for Switched Reluctance Motors. IEEE Transactions on Energy Conversion. 2007;22(3):629-636. DOI: 10.1109/TEC.2006.881394
9. Gundogmus O., Vadamodala L., Sezer Y., Kutz J., Tylenda J., Wright R. L. Simultaneous Torque and Radial Force Ripple Mitigation in DQ Controlled Switched Reluctance Machines. In: IEEE International Electric Machines & Drives Conference (IEMDC); 2019. P. 260-265. DOI: 10.1109/IEMDC.2019.8785104
10. Petrushin A.D. Shevkunovа A.V., Kashuba A.V. [Optimization of the Switched -Reluctance Motor Active Part by the Nelder-Mead Method]. Bulletin of the Tomsk polytechnic university. Geo assets engineering. 2016;327(6):83-92. (In Russ)
11. Changsheng Zhu, Dan Zhou. Switched Reluctance Motor Capable of Actively Controlling Rotor Vibration. Patent CN 101546948A, no. 200910098172.6; decl. 05.05.2009; publ. 30.09.2009.
12. Chun Gan, Jianhua Wu, Mengjie Shen, Shiyou Yang, Yihua Hu, Wenping Cao. Investigation of Skewing Effects on the Vibration Reduction of Three-Phase Switched Reluctance Motors. IEEE Transactions on Magnetics. 2015;51:1-9. DOI: 10.1109/TMAG.2015.2441035
13. Wang. Z., Ching T.W., Huang S., Wang H., Xu T. Challenges Faced by Electric Vehicle Motors and Their Solutions. IEEE Access, 2021;9:5228-5249. DOI: 10.1109/ACCESS.2020.3045716.
14. Glinkin S.A., Zakharov A.V. Experience of designing and mastering the production of a pilot-batch of switched-reluctance motors. Vestnik of Ivanovo State Power Engineering University, 2015;1:14-19. (In Russ)
15. Liang Jianbin., Alan Dorneles Callegaro, Brock Howey, Berker Bilgin, Jianning Dong, Jianning Lin, Ali Emadi. Analytical Calculation of Temporal and Circumferential Orders of Radial Force Density Harmonics in External-Rotor and Internal-Rotor Switched Reluctance Machines. IEEE Open Journal of Industry Applications. 2021;2:70-81. DOI: 10.1109/OJIA.2021.3071157
16. Wang X., Ge B., Jin W., Ferreira F.J.T.E. Radial Force Analytic Modeling for a Novel Bearingless Switched Reluctance Motor When Considering Rotor Eccentricity. Electric Power Components and Systems. 2014;42(6):544-553. DOI: 10.1080/15325008.2014.880968
17. Omer Gundogmus, Md Ehsanul Hague, Lavanya Vadamodala, Abdul Wahab Bandarkar, Anik Chowdhury, Yilmaz Sozer, Fernando Venegas, David Colavincenzo. Current Profile Optimization Method for Simultaneous DC-Link Current Ripple and Acoustic Noise Minimization in Switched Reluctance Machines. In: IEEE Energy Conversion Congress and Exposition (ECCE); 2020. P. 5574-5579. DOI: 10.1109/ECCE44975.2020.9235609
18. Xie Y., Ma Z., Xu Y., Cai W., Ning Z., Hu S. Research on Vibration Reduction of Switched Reluctance Motor. In: 2020 IEEE Energy Conversion Congress and Exposition (ECCE); 2020. P. 2072-2080. DOI: 10.1109/ECCE44975.2020.9235614
19. Petrushin A., Miroshnichenko E., Tchavychalov M. Increasing the Field Reliability of Traction Switched Reluctance Motor Drive of Railway Rolling Stock. Journal of Engineering and Applied Sciences. 2015;10(5):102-106. DOI: 10.3923/jeasci.2015.102.106
20. Miroshnichenko E.E. Switched Reluctance Traction Motor with Improved Indicators of the Reliability of Bearing Units for an Electric Rolling Stock. Transportation Systems and Technology, 2021;7(2):97-105. DOI: 10.17816/transsyst20217297-105
Информация об авторе
Мирошниченко Екатерина Евгеньевна, канд. техн. наук, доц., кафедра тягового подвижного состава, Ростовский государственный университет путей сообщения, Ростов-на-Дону, Россия; ekaterinailjasova@ rambler.ru.
Information about the author
Ekaterina E. Miroshnichenko, Cand. Sci. (Eng.), Ass. Prof., Traction Rolling Stock Department, Rostov State Transport University, Rostov-on-Don, Russia; ekaterinailjasova@rambler.ru.
Статья поступила в редакцию 05.10.2021; одобрена после рецензирования 28.08.2022; принята к публикации 28.08.2022.
The article was submitted 05.10.2021; approved after reviewing 28.08.2022; accepted for publication 28.08.2022.
