CC BY
2
ЭНЕРГЕТИКА И ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
УДК 621.363+06
DOI: 10.25206/1813-8225-2023-188-60-69 EDN: ZVLMLM
А. В. КАШУБА А. В. ШЕВКУНОВА
Ростовский государственный университет путей сообщения, г. Ростов-на-Дону
ПОСТРОЕНИЕ
АЛГОРИТМА УПРАВЛЕНИЯ С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТИ ВЕНТИЛЬНО-ИНДУКТОРНОГО ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЯ
Рассмотрен энергоэффективный вентильно-индукторный электропривод применительно к электрическому подвижному составу. Он полностью удовлетворяет таким требованиям, как хорошие регулировочные свойства, высокая энергоэффективность и эксплуатационная надежность. Научная и техническая ценность результатов работы заключается в разработке алгоритма управления тяговым вентильно-индукторным двигателем, обеспечивающим снижение действующего тока при обеспечении необходимой мощности. Расчеты были произведены посредством специализированных взаимодействующих друг с другом программ FEMM и MATLAB. Материалы данного исследования представляют практическую ценность для повышения эксплуатационных и технико-экономических показателей электроподвижного состава. Ключевые слова: вентильно-индукторный электродвигатель, алгоритм, угол управления, оптимальность, тепловые потери, форма тока, электромагнитный момент.
Введение. Электрические машины преобразуют энергию, существующую в одной форме, в другую, необходимую для конкретного использования. Они играют важную роль в быту, на производстве и в промышленности. Несмотря на то, что асинхронные двигатели и двигатели с постоянными (редкоземельными) магнитами являются наиболее используемыми в передовых технологиях [1, 2], тем не менее вентильно-индукторные двигатели (ВИД) обладают рядом преимуществ по сравнению с другими типами электродвигателей. ВИД отличаются относительно низкой стоимостью, надежной
и простой конструкцией, отказоустойчивостью и способностью работать при высоких скоростях вращения или температурах. Кроме того, независимая электрическая изоляции фаз, выгодно отличает их от других конкурирующих двигателей с точки зрения надежности. Помимо индивидуальной изоляции фазы, отсутствие постоянных магнитов в их конструкции и конструкция их роторов без обмоток являются двумя дополнительными особенностями, которые отличают их от других машин.
Непрерывное развитие в области силовых электронных устройств сделало вентильно-индуктор-
Рис. 1. Рассогласованное положение
Рис. 2. Согласованное положение
Рис. 3. Геометрические размеры активной части исследуемого электродвигателя
ный привод чрезвычайно привлекательным и эффективным для применения на транспорте [3 — 5]. Однако конструктивные особенности данного типа электрических машин вызывают высокие пульсации крутящего момента и повышенный уровень акустического шума. Именно данное обстоятельство является ограничивающим фактором в более широком применение ВИД. Существуют исследования, направленные на устранение перечисленных недостатков [6, 7] и доказывающие экономическую эффективность использования ВИД [8, 9].
Цель исследования. ВИД не является самостоятельной электрической машиной. Его работа может быть осуществлена только в составе интегрированной системы регулируемого электропривода [10, 11]. Введение специальных алгоритмов в систему управления вентильно-индукторных двигателей, т.е. использование специальных форм тока, полученных с помощью варьирования углами управления, или формирование формы тока посредством ши-ротно-импульсной модуляции позволяет достаточно гибко регулировать выходные характеристики машины: момент на валу, частота вращения, тепловые потери и др.
Для реализации таких алгоритмов управления требуется использование современных высокопроизводительных микропроцессоров в сочетании с быстродействующими силовыми ключами. Стремительно развивающаяся информационно-вычислительная технологии на сегодняшний день позволяет в достаточной мере решить эту проблему.
Данное исследование посвящено разработке алгоритма управления для тягового электродвигателя вентильно-индукторного типа при обеспечении минимальных тепловых потерь и необходимого уровня электромагнитного момента и частоты вращения.
Основная часть. Основой работы ВИД является физическая природа ферромагнитных тел. Как
известно, ферромагнетики — это вещества, обладающие самопроизвольной намагниченностью, сильно изменяющейся под влиянием внешних воздествий — магнитного поля, деформации, температуры. Конкретно для ВИД свойства ферромагнетиков заключаются в ориентации во внешнем магнитном поле так, чтобы пронизывающий их магнитный поток принимал максимальное значение.
Своевременная подача и снятие питания фаз статора позволяет создать непрерывное однонаправленное вращение ротора. Данные действия осуществляются по сигналу, поступающему от датчика положения ротора.
Для двигательного режима работы характерны следующие особенности питания фаз: в момент времени, когда ротор оказывается в рассогласованном положении (зубец-паз, рис. 1) для определенной фазы происходит подача питания на эту фазу, в согласованном положении ротора (зубец-зубец, рис. 2) — снятие питания. Следовательно, для двигательного режима работы питание фазы должно осуществляться при координатах ротора, соответствующих сближению зубцов (возрастание индуктивности фазы, ёЬ/ёв > 0), в генераторном режиме — при отдалении зубцов друг от друга, что соответствует убыванию индуктивности фазы (ёЬ/ёв < 0).
Однако в эксплуатации ВИМ подача и снятие питания происходит не в указанные моменты времени, а с некоторым опережением [12]. Причиной этого является невозможность мгновенного изменения тока в фазе из-за ее индуктивности. Кроме того, для более быстрого убывания тока может применяться обратный импульс напряжения.
В качестве объекта исследования выступал тяговый электродвигатель НТИ-350 (рис. 3), разработанный и произведенный для электропоезда. Именно его геометрические размеры и технические харак-
Таблица 1
О 20 40 60 80 100 120
Скорость дбижения электропоезда, км/ч
Рис. 4. Тяговая характеристика электропоезда ЭС-1
теристики послужили основой для расчета оптимальных углов управления.
Тяговый двигатель должен стабильно обеспечивать силу тяги электропоезда в достаточно широком диапазоне скоростей. Для расчета оптимальных углов управления ВИД были использованы характерные точки под графиком тяговой характеристики электропоезда ЭС-1 (рис. 4), выражающие сочетание различных частот вращения тягового электродвигателя и различных величин электромагнитного момента на его валу.
Для расчета частот вращения ТЭД пТЭД в соответствии с определёнными значениями скорости движения электропоезда Удв была использована следующая формула:
V ■ i ■30
дв ред ,
3,6 ■ г ■ п
(1)
ред
нимается I
^ ■ г
_к к
РФ ■ с
1У ТЭД 1ред
(2)
где ¥к — касательная сила тяги электропоезда,кН ;
NТЭД — количество тяговых двигателей на один электропоезд,принамается ^УеТЭД = 8.
При использовании формулы (2) электромагнитный момент МЭ будет иметь размерность [кНм]. Выполнивсоответсавеющие расчеты для различных значений касательной силы тяги электропоезда ¥к, получаем результаты, приведьнные в табл. 2.
При расчете оптиеальных углов управления ТЭД вентильно-индукторного типа в качестве целе-войфункции Ц выступало выражение:
Значения частот вращения ТЭД, соответствующие различным значениям скоростей движения
V , дв км/ч 0 20 40 60 80 100 120
ПТЭД, об/мин 0 392 784 1 176 1 568 1 960 2 352
Рис. 5. Кинематическая схема тягового привода
Таблица 2
Значения электромагнитного момента ТЭД, соответствующие различным значениям касательной силы тяги
рк, кН 0 40 80 120 160 200 240 280
кН'м 0 0,67 1,35 2,03 2,71 3,38 4,06 4,73
где Удв — скорость движения электропоезда, км/ч;
3,6 — коэффициент перевода скорости движения из единиц [км/ч] в единицы [м/с];
передаточн о е отношение редуктора, при-= 3,4;
гк — радиус колеса, принимается гк = 0,46 м, что соответствует максимальномудиаметру колеса 920 мм (табл. 1);
— — коэффициент перевода частоты враще-п
ния ТЭД из единиц [рад/с] в единицы [об/мин].
На рис. 5 приведееы введенные обозначения.
Выполнив соответстную ецие расчеты по формуле (1) для различных значений скорости движения электропоезда V в, получаем хезультаты, приведенные в табл. 1.
Длярасчета электромагнитного момента на валу ТЭД МЭ в соответствии с определёнными значениями касательной силы тяги электропоезда ¥к была использована следующая формула:
Ц (1 к )= 1 к
^ шш
(3)
где I — действующее значени(5 то8а ф8ды, А
Параметрами оптимизацеи я влялись угол вкло-чения 0оп и угол выключения фазы.
Таким образод, цкльюоптимизации являлся расчет таких углов уп.авления ВИД, которые обеспечивали бы для каждой частоты вращения необходимый уровень электромагниеньш момента при минимально возможном действующем значении тока фазы.
Форма тока фазы (т.е. еавьеимость тока фазы от положения ротора) во многом определяет характеристики ВИМ. Фоема тока фазы зависит от множества факторов: частота вращения, напряжение питания, активно а с оп рот ивление катушек, индуктивность катушек, геометрия магнитной системы. Перечисленные факторы служиош при расчетах исходными данными, а углл управления ВИД — варьируемыми парам етр е ми.
В основу расчета формы тока положено уравнение:
_к_
1
Ldk & ,0)
к (гк г0)
<90
(4)
где I — ток ¿-ой фазы,А; t — время, с;
— дифференциальная индуктивность ¿-ой фазы, Гн;
0 — угловое положениь ро8ьра,эл. град;
КТЭД
Ик-1В -(й-
и — напряжение ¿-ой фазы, принимается и = = 1450 В;
Я — активное сопротивление фазной обмотки, принимается Я = 0,024 Ом;
ю — угловая скорость ротора, рад/с; определяется по формуле (5);
у — потокосцепление ¿-ой фазы, Вб.
ю =
V ■ i
дв ред
3,6 ■ Гк
(5)
Общий вид формы тока для ВИД представлен на рис. 6.
Как видно из рис. 6, форма тока также зависит от максимального значения тока I , которое кон-
max' ^
тролируется с помощью электронного преобразователя и во многом определит ср едний уровень электромагнитного момента на валу ВИД. Угол наклона участков нарастания и убывания тока определяется индуктивностью фазы и частотой вращения ТЭД, которые учитываются в дифференциальном уравнении (4).
Для каждого зндчения частоты вращения ТЭД (табл. 1) и при рмзличеых I , 0 и 0 _ была получена
v ' it sr m ax' on off J
форма тока. Затем посредств омп олее ых расчетов в программе FEMМ [13—15] вычислялась соответствующая зависимость электромагнитного момента от положения ротора (кривая момента). Поскольку принципиальны о осо бенн ости В ИД пр едусматр ив а-ют пульсации момента на валу, то требуется вычислять среднее значедие электромаееитноее момента путем интегрирования:
М = ср А0
1 ¡-ле
— f M (0) d0
Л= 30 Э 4 '
(6)
п_г
_п_
"LT Ц-
/ max
i i 1 1 i
i i i 1 i 1 i 1
1 \
! \ ч /
/ / -- / /
-240 -210 -180 -150 -120 -90 -60 -30 0 30 60 90 120 150 180 210 Положение ротора, зл.граО
Рис. 6. Общий вид формы тока для ВИД: сплошная линия — пТЭД = 0 об/мин (пусковой режим); пунктирная линия — пТ > 0 об/мин
о
-180 -150 -120 -90 -60 -30 0 30 60 90 120 150 180
Положение ротора, эл. граб. Рис. 7. Пример кривых момента ТЭД вентильно-индукторного типа при различных углах управления
где ДО — диапазон положения ротора, соответствующий интервалу повторяемости кривой момента; для трехфазных м ашин Д9= 12 0 эл. град.
Для соответствия уровня среднего электромагнитного моменоа В ИД, требуемому согласно формуле (2) и табл. 2, выбиралась такая комбинация параметров формы тока (1тах, 9оп и Оой), которая обеспечивала:
1) малое откооыение среднего моментаот требу-емого (не более чем на 0,05 кИм);
2) наименьшее значение дейотдующего тока 1д из всех вариантоы, удовледчоаяющих первому условию.
Результаты оасчатд оптимдчо>ных трлоI! управ -ления тяговым ВИД представлчны в табл. 3. В табл. 4 приведены действующие и максимальные значения тока для угоов управления Ооп = — 210 эл. трад. и Оо№ = — 30 эл. град. Промежутаоные значения оптимальных углот упровлеоия могут быть получены методами интерполяции функций двух переменных.
На рис. 7 оредддатотно сравнедтт кривых момента для режима работы ТЭД, соответствующего силе ттги электр опоозда Р = 1Т0 кН (Мср = 2,03 кНм) и скорости движения"^ = 20 км/ч (пТЭД = 392 об/мин) при различных углах управления. Пунктирная линия: Ооп = — 210 эл. град., Оо№ = = — 30 эл. град. Сплошная линия: Ооп = — 190 эл. град., Оо№ = — 40 эл. град. (оптимальные углы управления по критерию «минимум действующего значения тока фазы»).
На рис. 8 представлено сравнение кривых тока одной фазы для этого же режима работы ТЭД вентильно-индукторного типа. Пунктирная линия:
0 -150 -120 -90 -60 -30 0 30 60 90 120 150 Положение ротора, зл. граб.
Рис. 8. Пример кривых тока ТЭД
вентильно-индукторного типа при различных углах управления
Ооп = —210 эл. град., Оо{{ = — 30 эл. град. Сплошная линия: Ооп = — 190 эл. град., Оо№ = — 40 эл. град. (оптимальные углы управления по критерию «минимум действующего значения тока фазы»). В данном примере величина 1тах одинакова для обоих случаев и составляет 260 А, но разные формы тока обеспечивают разные величины действующих значений. Для углов управления Ооп = — 210 эл. град., Оо№ = = — 30 эл. град. действующее значение тока составляет 1д = 183 А, а для оптимальных углов действующее значение тока составляет 1д = 167 А.
Действующее значение тока за полный цикл коммутации фазы (360 эл. град.) определим по формуле:
о> ■р»
ЭНЕРГЕТИКА И ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №4 (188) 2023
Таблица 3
Значения оптимальных углов управления тяговым ВИД
(Мэ) Скорость движения и частота вращения ТЭД
0 км/ч 20 км/ч 40 км/ч 60 км/ч 80 км/ч 100 км/ч 120 км/ч
0 об/мин 392 об/мин 784 об/мин 1176 об/мин 1568 об/мин 1960 об/мин 2352 об/мин
240 кН (4,06 кНм) 0оп =-180 эл. град. 0^=0 эл. град. /д = 325 А 4,1 = 500 А 0оп = —190 эл. град. 0о1Г = -30 эл. град. - - - - -
200 кН (3,38 кНм) 0оп =-180 эл. град. 0^=0 эл. град. /д =256 А 1тАах =420 А 0оп = —180 эл. град. 6^ = -40 эл. град. /д = 264 А /тах = 420 А 0оп = — 190 эл. град. во!! = -30 эл. град. - - - -
160 кН (2,71 кНм) 0оп = — 180 эл. град. 0^=0 эл. град. /д =209 А Сх =340 А 0оп = —180 эл. град. 0о1Г = -40 эл. град. /д = 211 А /тах = 340 А 0оп = — 180 эл. град. воГГ = -30 эл. град. - - - -
120 кН (2,03 кНм) 0оп = — 180 эл. град. 0^=0 эл. град. /д = 167 А /тах =260 А 0оп = —190 эл. град. 6^ = -40 эл. град. /д = 165 А /Аах = 260 А 0оп = — 180 эл. град. во!! = -30 эл. град. /д = 163 А /Аах = 300 А 0оп = — 180 эл. град, бдг = -30 эл. град. - - -
80 кН (1,35 кНм) 0оп = — 180 эл. град. 0^=0 эл. град. /д = 121 А С,х = 180 А 0оп = —180 эл. град. 6о1г=-20 эл. град. /д = 121 А /тах = 200 А 0оп = — 210 эл. град. во!! = -30 эл. град. /д = 120 А /Аах = 200 А 0оп = — 180 эл. град. во[[ = -50 эл. град. /д = 120 А /Аах = 200 А 0оп = — 180 эл. град. 6^ = -50 эл. град. /д = 127 А /Аах = 220 А 0оп = — 180 эл. град. = -50 эл. град. /д = 127 А /Аах = 220 А 0оп = —190 эл. град. во1г = -60 эл. град.
40 кН (0,67 кНм) 0оп = — 180 эл. град. 0^=0 эл. град. /д =77 А /тах = 120 А 0оп = —180 эл. град. во1г = -40 эл. град. /д = 75 А /тах = 120 А 0оп = — 210 эл. град. 6^ = -50 эл. град. /д = 76 А /тах = 120 А 0оп = — 180 эл. град. во1г = -50 эл. град. /д = 80 А /тах = 120 А 0оп = — 180 эл. град. воГГ = -40 эл. град. 1а = 76 А /тах = 120 А 0оп = — 180 эл. град. вм = -60 эл. град. 1а = 78 А /тах = 120 А 0оп = —180 эл. град. воГ = -60 эл. град.
0 кН (0 кНм) - - - - - - -
Таблица 4
Действующие и максимальные значения тока для углов управления 8оп = — 210 эл. град. и 0оИ = — 30 эл. град
F (М Скорость движения и частота вращения ТЭД
0 км/ч 20 км/ч 40 км/ч 60 км/ч 80 км/ч 100 км/ч 120 км/ч
0 об/мин 392 об/мин 784 об/мин 1176 об/мин 1568 об/мин 1960 об/мин 2352 об/мин
240 кН (4,06 кНм) - I = 344 А д I = 500 А - - - - -
200 кН (3,38 кНм) - I =292 А д Imax =420 А I = 281 А д Imax = 420 А - - - -
160 кН (2,71 кНм) - I =238 А д Imax =340 А I = 232 А д Imax = 340 А - - - -
120 кН (2,03 кНм) - I =183 А д Imax =260 А I = 181 А д Imax = 260 А I = 179 А д Imax = 260 А - - -
80 кН (1,35 кНм) !д = 142 А I =200 А I = 141 А д I = 200 А
- I = 141 А д I = 200 А I = 141 А / = 200 А I = 140 А / =200 А I =15 2 А д 3 =220 А
40 кН (0,67 кНм) - н =86 А /ax = 120 А I = 87 А д Imax = 120 А I = 88 А д Imax = 120 А /д = 89 А С = 120 А / =89 А д Imax =120 А I =109 А д Imax = 140 А
0 кН (0 кНм) - - - - - - -
Р()(-))2л-
360
(7)
Критерий оптимизации «миним)га действ^о -щего значения тока фазы» был выбран, исходя из соображений мииииизации тепловых потерь. Ведь именно действующее значение тока 1д, проходящего по прозодеику, определяет иоличество выделяемой теплозой »не-гии, которое частично определяет и КпД электрической машины.
Со глз сно закону Дж олм! , количе-
ство пеплоты, выделяпмое в единицу времени в рассматриваемом умастке цег^и, пропорционально произведению квадрата билы тока на этом участке и сонротивления участка. Закон Джоуля—Ле нца цшодной фазы ВИД выр ажает фор-мула (8):
о = йORг. (8)
Количеетво тепиоты, выаойятмоц но всео ]восьми ТЭД вентилыео-индуктор ного типа эьектропоезда, определяется по формуле:
Оз. п. н Оф • m • NTM3
(9)
Q
Оз
1832 • 0,02-4 -60-3^8
3,6 • 106
= 0,32 кВт • ч;
167 ^ 0,024 • 60-3 • 8 33,6 • 106
= 0,27 кВт • ч,
где Q3nl — тепловая энергия, выделяемая на всех ТЭД электропоезда втечение 1-й минуты (60 секунд) при углах управления 0 = — 210 эл. град., 0ofi = = -30 эл. гртд.;
Q3 — те600вая энергия, выделяемая на всех ТЭД электропоезда в теченин 1-й минуты (60 секунд) при оптимальныхуглах )правления 0оп = — 190эл. град., 0Qi = - 40 эл. град
По анфлогично3 мнтодике определим величину тепловых потерь дш все6 ТЭД вентильно-индук-торногн типа элек^опоездн при ^¡^злшных углах управления за год эксплуатации при условии, что среднесуточное время 3а(8оты ТЭД в рассматриваемом режиме составляет 5 чнссш в с^тки.
„ 1832 • 0,024 • 36(30 • 5 • 365)- 3-8 Q н р - — н 35 204 кВт • и
1 3,6 • 106
О2 н
1672 • 0,024 • 3600 • 5 • 365 • 3 • 8 3,6 • 106
н 29 317 кВт • ч
где т — чиало фаз; маигазель НМИ-850 имеет 3 фазы;
Nтэд — количество тягааых дзиьателей на один электропоезд,]принимается N3,, = 0.
Учитывая формуиы (8) и (9], приведем пример расчета тепловых поторь дои всез =ЭД зеьтиоьнп-индуктортого тлоа электропоезде при роьличных углах управле^г^^оза время работы равное 1-й минуте в раесметриваемом режиме. Для выражения величин тепиовых потеоь е езиницах [ьЛа'^1] проем также пев ее одном кцэфф ициент, оамзый 3,6 • 10-6.
где О1 — в ииищш тешювых потерь для ТЭД всех элеотросоездзь дене за оеин гыь рсботы при углах утровлеоия: HоаЫ — 210 эз. граде 0оп = _ 00 элз пиад;
О2 — величина тeмаoвыо пооерз для ТЭД всех элеотропоездов деоо зе одии I]в1а1 [ьa0вты ори опти-ма;оныо углам упровлензяп воп зе — 190 эи. гиад., 0о// = - в0 эл. град
Коэффициент, равный 360B,yкaзывьeл юпие-етво сео^.а, а одввн чнов,
Определим эконо мыюэлектроэнергии АО, полученную только за счет соижениь тензорьи: ьопеоь, дир эльокрюмоезда гь годэксплуатацие:
АО н Q1 - Q2 , AQ н 35 204 - 29 317 н 5 i387 кВт • ч.
(10)
(Следует отметиео, чео электроооеед рабетаеь в различных ргжимах, по эгз]иу для оценки экономии электроэнергии введем допущение о том, что все режимы тяги могут быть равновероятны. Для этого поделим полученное значение АО на количество режимов тяги, в которых наблюдается сни-
л
г
65
о> о>
ЭНЕРГЕТИКА И ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №4 (188) 2023
Таблица 5
Результаты расчета экономии электроэнергии
Рк (Мэ) Скорость движения и частота вращения ТЭД
0 км/ч 20 км/ч 40 км/ч 60 км/ч 80 км/ч 100 км/ч 120 км/ч
0 об/мин 392 об/мин 784 об/мин 1176 об/мин 1568 сб/мин 1960 об/мин 2352 сб/мин
240 кН (4,06 кНм) 0оп = — 180 эл. град. 6^=0 эл. град. /д = 325 А 4,1 = 500 А 0оп = — 190 эл. град, баг = -30 эл- град- - - - - -
200 кН (3,38 кНм) 0оп = — 180 эл. град. 0^=0 эл. град. /д =256 А /тАах =420 А 0оп = — 180 эл. град. = -40 эл. град. /д = 264 А /Аах = 420 А 0оп = — 190 эл. град. во!! = -30 эл. град. - - - -
160 кН (2,71 кНм) 0оп = — 180 эл. град. 0^=0 эл. град. /д =209 А 41 =34° А 0оп = — 180 эл. град. = -40 эл. град. /д = 211 А 4,х = 340 А 0оп = — 180 эл. град. во!! = -30 эл. град. - - - -
120 кН (2,03 кНм) 0оп = — 180 эл. град. 0^=0 эл. град. /д =167 А /тАах =260 А 0оп = — 190 эл. град. вм = -40 эл. град. /д = 165 А /Аах = 260 А 0оп = — 180 эл. град. 6^ = -30 эл. град. /д = 163 А 4А,Х = 300 А 0оп = —180 эл. град. во1г = -30 эл. град. - - -
80 кН (1,35 кНм) 0оп = -180 эл. град. 0^=0 эл. град. 4 = 121 А 41 = 180 А 0оп = — 180 эл. град. 6^ = -20 эл. град. /д = 121 А /тах = 200 А 0оп = — 210 эл. град. во!! = -30 эл. град. /д = 120 А /тАах = 200 А 0оп = —180 эл. град. во[[ = -50 эл. град. /д = 120 А /тах = 200 А 0оп = — 180 эл. град. во[[ = -50 эл. град. /д = 127 А /тах = 220 А 0оп = — 180 эл. град. 6^ = -50 эл. град. /д = 127 А /тах = 220 А 0оп = — 190 эл. град. во[[ = -60 эл. град.
40 кН (0,67 кНм) 0оп = — 180 эл. град. 0^=0 эл. град. 4 =77 А /тах = 120 А 0оп = — 180 эл. град. = -40 эл. град. /д = 75 А /тах = 120 А 0оп = — 210 эл. град. 6^ = -50 эл. град. /д = 76 А /тах = 120 А 0оп = —180 эл. град. во[[ = -50 эл. град. /д = 80 А /тах = 120 А 0оп = — 180 эл. град. во[[ = -40 эл. град. /д = 76 А /тах = 120 А 0оп = — 180 эл. град. = -60 эл. град. /д = 78 А /тах = 120 А 0оп = — 180 эл. град. во[[ = -60 эл. град.
0 кН (0 кНм) - - - - - - -
жение тепловых потерь гь рсет изменения углов управления ТЭД. Количество таких режимов составляв т 20.
Тогда экономия эеекероэнергии =ляедаосматри-ваемого режима за год будет определяться по формуле:
AQrn н
AQ
20
(ЧЧ)
Пздсвaв^шячиcлoню зн7чевтя, получим: 5 887
AQ н н 294 кВт•ч
те 20
Аналогичные расчеты, выполненные для всех режимов тяги электропоезда, для которых наблюдается снижение тепловых потерь за счет изменения углов управления ТЭД, представлены в табл. 5.
Таким образом, снижение тепловых потерь для одного электропоезда (с учетом возможности работы во всех режимах тяги) в год АОэп определяется как сумма всех значений АО и составляет 6 286 кВт • ч.
При условии, что количество электропоездов в депо МЭ составляет 20, экономия электроэнергии для всего депо за один год работы АОдепо определяется по формуле:
^Одеоо =Шэ.П.- N3 n.. (12)
Подставляя числовые значения, получум:
Ждепо я 6 Н86 • НИ:
1Н5 УЧУ кВт • ч.
Следует также отметить, что полученный результат учитывает экономию электроэнергии только за счет снижения активных потерь. Однако не учтена разница потерь на вихревые токи, перемагничи-вание стали и другие электромагнитные процессы, которые также являются важными составляющими потерь. Кроме того, в долгосрочной перспективе экономический эффект включает в себя и разницу в интенсивности старения изоляции за счет разного нагрева.
Выводы. Данное исследование было посвящено разработке алгоритма управления тяговым электродвигателем вентильно-индукторного типа с учетом режимов нагружения.
Проведены расчеты, выполненные для всех режимов тяги электропоезда, для которых наблюдается снижение тепловых потерь за счет изменения углов управления ТЭД. Полученное значение экономии электроэнергии для всего депо за один год работы служит исходным условием для дальнейших экономических расчетов.
Неучтенные факторы, такие как разница потерь на вихревые токи, перемагничивание стали и другие электромагнитные процессы, являющиеся важными составляющими потерь, являются перспективой для совершенствования приведенных в данной статье вычислений.
Библиографический список
1. Авдеев А. С., Осипов О. И. Идентификация электрических параметров синхронного двигателя с постоянными магнитами // Электротехнические системы и комплексы. 2021. № 3 (52). С. 38-46. Б01: 10.18503/2311-8318-2021-3(52)-38-46. ББ№ ЯОМБВХ.
2. Yangabc J., Chen J., Yang G. [et al.]. Research on 403ging torqче characteristics of permanent magnet synchronous machines with the same number of poles and slots // Journal of Magnetism and Magnetic Materials. 2022. Vol. 561 (6). P. 169730. DOI: 10.1016/j.jmmm.2022.169730.
3. Смачный В. Ю. Анализ схем преобразователей, применяемых для питания фаз вентильно-индукторных приводов // Вестник Самарского государственного технического университета. Серия: Технические науки. 2022. Т. 30. № 2 (74). C. 100-121. DOI: 10.14498/tech.2022.2.8. EDN: OOOLCQ.
4. Kashuba A. V., Shevkunova A. V. Reduction of pulsations of the electromagnetic moment of the switched reluctance electric motor // 2022 International Conference on Industrial Engineering, Applications and Manufacturing (ICIEAM). 2022. P. 461-466. DOI: 10.1109/ICIEAM54945.2022.9787213.
5. Miroshnichenko E. E. Effect of the forces of one-way magnetic attraction on the reliability of the bearing unit of the traction switched reluctance motor // Journal of Physics: Conference Series. 2021. Vol. 2131 (4). P. 042078. DOI: 10.1088/1742-6596/2131/4/042078. EDN: CQKJOT.
6. Мирошниченко Е. Е. Тяговый вентильно-индукторный двигатель с улучшенными показателями надежности подшипниковых узлов для электрического подвижного состава // Транспортные системы и технологии. 2021. Т. 7, № 2. С. 97105. DOI: 10.17816/transsyst20217297-105.
7. Petrushin A., Smachney V., Petrushin D. Research of options for maintaining the operability of the traction switched reluctance motors in emergencies // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering. 2020. Vol. 950 (1). P. 012028. DOI: 10.1088/1757-899X/950/1/012028.
8. Shevkunova A., Shevkunov N. Efficiency of the Project for the Production of the Modernized Switched Reluctance Motor // Lecture Notes in Networks and Systemsthis. 2022. Vol. 509. Р. 33-42.
9. Buriakovskyi S., Babaiev M., Lubarskiy B. [et al.]. Quality assessment of control over the traction valve-inductor drive of hybrid diesel locomotive // Eastern-European Journal of Enterprise Technologies. 2018. No. 1/2 (91). Р. 68-75. DOI: 10.15587/1729-4061.2018.122422.
10. Krishnan R. Switched reluctance motor drives: Modeling, Simulation, Analysis, Design, and Applications. USA: CRC Press. 2001. 432 p.
11. Bajpai D., Kant Jogi V. Brief History of Switched Reluctance Motor // IOSR Journal of Electrical and Electronics Engineering (IOSR-JEEE). 2018. Vol. 13, Issue 1 Ver. IV. P. 1-25. DOI: 10.9790/1676-1301040125.
12. Демидова Г. Л., Дербиков Я. Д., Петриков Ф. С. [и др.]. Сравнительный анализ методов управления вентильно-индук-торной электрической машиной // Научно-технический вестник информационных технологий, механики и оптики. 2023. T. 23, № 2. С. 390-402. DOI: 10.17586/2226-1494-2023-23-2-390402. EDN: UKMRRO.
13. Mohanraj G. T., Rahman M. R., Joladarashi Sh. [et al.]. Design and fabrication of optimized magnetic roller for permanent roll magnetic separator (PRMS): Finite element method magnetics (FEMM) approach // Advanced Powder Technology. 2021. Vol. 32 (2). P. 546-564. DOI: 10.1016/j.apt.2021.01.003.
14. Шабанов А. С., Нейман В. Ю. Применение пакетов программ FEMM и Comsol Multiphysics в задачах расчета линейных электромагнитных двигателей // Современные материалы, техника и технологии. 2017. № 5 (13). C. 96-100. EDN: ZOLHPH. URL: https://cyberleninka.ru/article/n/primenenie-paketov-programm-femm-i-comsol-multiphysics-v-zadachah-rascheta-lineynyh-elektromagnitnyh-dvigateley (дата обращения: 28.04.2023).
15. Прошутинский Р. И., Колодкин О. В. Автоматизация проектирования электромеханического преобразователя вентильного тягового двигателя с помощью современных программных средств // Бюллетень результатов научных исследований. 2016. № 1 (18). C. 72-79. EDN: VPZKMV. URL: https://
cyberleninka.ru/article/n/avtomatizatsiya-proektirovaniya-elektromehanicheskogo-preobrazovatelya-ventilnogo-tyagovogo-dvigatelya-s-pomoschyu-sovremennyh (дата обращения: 28.04.2023).
КАШУБА Александр Викторович, кандидат технических наук, доцент кафедры «Теоретическая механика» Ростовского государственного университета путей сообщения (РГУПС), г. Ростов-на-Дону. SPIN-код: 4086-1671 AuthorlD (РИНЦ): 922722 ORCID: 0000-0002-6529-1895 AuthorlD (SCOPUS): 57194232715 ResearcherlD: CAA-2491-2022 Адрес для переписки: kashuba-av@mail.ru ШЕВКУНОВА Анастасия Владимировна, кандидат технических наук, доцент кафедры «Тяговый подвижной состав» РГУПС, г. Ростов-на-Дону.
SPIN-код: 9904-0711
AuthorlD (РИНЦ): 823538
ORCID: 0000-0002-5508-8367
AuthorlD (SCOPUS): 57194232704
ResearcherlD: AAI-8866-2021
Адрес для переписки: nastya3051990@mail.ru
Для цитирования
Кашуба А. В., Шевкунова А. В. Построение алгоритма управления с целью повышения энергоэффективности вен-тильно-индукторного электродвигателя // Омский научный вестник. 2023. № 4 (188). С. 60-69. DOI: 10.25206/1813-82252023-188-60-69.
Статья поступила в редакцию 02.05.2023 г. © А. В. Кашуба, А. В. Шевкунова
UDC 621.363 + 06 А. V. KASHUBA
DOI: 10.25206/1813-8225-2023-188-60-69
EDN: ZVLMI.M A. V. SHEVKUNOVA
Rostov State Transport University, Rostov-on-Don, Russia
CONSTRUCTION OF THE CONTROL ALGORITHM TO IMPROVE ENERGY EFFICIENCY OF A SWITCHED RELUCTANCE ELECTRIC MOTOR_
An energy-efficient switched reluctance electric drive is considered in relation to electric rolling stock. It fully meets such requirements as good adjustment properties, high energy efficiency and operational reliability. The scientific and technical value of the results of the work lies in the development of an algorithm for controlling a traction switched reluctance motor that reduces the operating current while providing the necessary power. The calculations are made by means of specialized programs interacting with each other FEMM and MATLAB. The materials of this study are of practical value for improving the operational and technical and economic indicators of electric rolling stock.
Keywords: switched reluctance electric motor, algorithm, control angle, optimality, heat loss, current form, electromagnetic moment.
References
1. Avdeyev A. S., Osipov O. I. Identifikatsiya elektricheskikh parametrov sinkhronnogo dvigatelya s postoyannymi magnitami [Electrical parameters identification of permanent magnet synchronous motor] // Elektrotekhnicheskiye Sistemy i Kompleksy. Electrotechnical Systems and Complexes. 2021. No. 3 (52). P. 38-46. DOI: 10.18503/2311-8318-2021-3(52)-38-46. EDN: ROMSBX. (In Russ.).
2. Yangabc J., Chen J., Yang G., Zhang C. Research on cogging torque characteristics of permanent magnet synchronous machines with the same number of poles and slots // Journal of Magnetism and Magnetic Materials. 2022. Vol. 561. P. 169730. DOI: 10.1016/j.jmmm.2022.169730. (In Engl.).
3. Smachnyy V. Yu. Analiz skhem preobrazovateley, primenyayemykh dlya pitaniya faz ventil'no-induktornykh privodov [Analysis of converter circuits used to power the phases of switched reluctance drives] // Vestnik Samarskogo Gosudarstvennogo Tekhnicheskogo Universiteta. Seriya: Tekhnicheskiye Nauki. Vestnik of Samara State Technical University. Technical Sciences Series. 2022. Vol. 30, no. 2 (74). P. 100-121. DOI: 10.14498/tech.2022.2.8. EDN: OOOLCQ. (In Russ.).
4. Kashuba A. V., Shevkunova A. V. Reduction of pulsations of the electromagnetic moment of the switched reluctance electric motor // 2022 International Conference on Industrial Engineering, Applications and Manufacturing (ICIEAM). 2022. P. 461-466. DOI: 10.1109/ICIEAM54945.2022.9787213. (In Engl.).
5. Miroshnichenko E. E. Effect of the forces of one-way magnetic attraction on the reliability of the bearing unit of the traction switched reluctance motor // Journal of Physics: Conference Series. 2021. Vol. 2131 (4). P. 042078. DOI: 10.1088/1742-6596/2131/4/042078. EDN: CQKJOT. (In Engl.).
6. Miroshnichenko E. E. Tyagovyy ventil'no-induktornyy dvigatel' s uluchshennymi pokazatelyami nadezhnosti podshipnikovykh uzlov dlya elektricheskogo podvizhnogo sostava [Switched reluctance traction motor with improved indicators of the reliability of bearing units for an electric rolling stock] // Transportnyye Sistemy i Tekhnologii. Transportation Systems and Technology. 2021. Vol. 7, no. 2. P. 97-105. DOI: 10.17816/ transsyst20217297-105. (In Russ.).
7. Petrushin A., Smachney V., Petrushin D. Research of options for maintaining the operability of the traction switched reluctance motors in emergencies // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering. 2020. Vol. 950 (1). P. 012028. DOI: 10.1088/1757-899X/950/1/012028. (In Engl.).
8. Shevkunova A., Shevkunov N. Efficiency of the Project for the Production of the Modernized Switched Reluctance Motor // Lecture Notes in Networks and Systemsthis. 2022. Vol. 509. P. 33-42. (In Engl.).
9. Buriakovskyi S., Babaiev M., Lubarskiy B. [et al.]. Quality assessment of control over the traction valve-inductor drive of hybrid diesel locomotive // Eastern-European Journal of Enterprise Technologies. 2018. No. 1/2 (91). P. 68-75. DOI: 10.15587/1729-4061.2018.122422. (In Engl.).
10. Krishnan R. Switched reluctance motor drives: Modeling, Simulation, Analysis, Design, and Applications. Florida: CRC Press. 2001. 432 p. (In Engl.).
11. Bajpai D., Kant Jogi V. Brief History of Switched Reluctance Motor // IOSR Journal of Electrical and Electronics Engineering (IOSR-JEEE). 2018. Vol. 13, Issue 1 Ver. IV. P. 1-25. DOI: 10.9790/1676-1301040125. (In Engl.).
12. Demidova G. L., Derbikov Ya. D., Petrikov F. S. [et al.]. Sravnitel'nyy analiz metodov upravleniya ventil'no-induktornoy elektricheskoy mashinoy [Comparative analysis of switched reluctance motor control algorithms] // Nauchno-Tekhnicheskiy Vestnik Informatsionnykh Tekhnologiy, Mekhaniki i Optiki. Scientific and Technical Journal of Information Technologies, Mechanics and Optics. 2023. Vol. 23, no. 2. P. 390-402. DOI: 10.17586/2226-1494-2023-23-2-390-402. EDN: UKMRRO. (In Russ.).
13. Mohanraj G. T., Rahman M. R., Joladarashi Sh. [et al.]. Design and fabrication of optimized magnetic roller for permanent roll magnetic separator (PRMS): Finite element method magnetics (FEMM) approach // Advanced Powder Technology. 2021. Vol. 32 (2). P. 546-564. DOI: 10.1016/j.apt.2021.01.003. (In Engl.).
14. Shabanov A. S., Neyman V. Yu. Primeneniye paketov programm FEMM i Comsol Multiphysics v zadachakh rascheta
lineynykh elektromagnitnykh dvigateley [Application of FEMM and Comsol Multiphysics software packages in the calculation of linear electromagnetic motors] // Sovremennyye Materialy, Tekhnika i Tekhnologii. Modern Materials, Equipment and Technologies. 2017. No. 5 (13). P. 96-100. URL: https:// cyberleninka.ru/article/n/primenenie-paketov-programm-femm-i-comsol-multiphysics-v-zadachah-rascheta-lineynyh-elektromagnitnyh-dvigateley (accessed: 28.04.2023). (In Russ.).
15. Proshchtinskiy R. I., Kolodkin O. V. Avtomatizatsiya proyektirovaniya elektromekhanicheskogo preobrazovatelya ventil'nogo tyagovogo dvigatelya s pomoshch'yu sovremennykh programmnykh sredstv [Computer aided design of electromechanical transducer of gated traction motor by using modern software] // Byulleten' Rezul'tatov Nauchnykh Issledovaniy. Bulletin of Scientific Research Results. 2016. No. 1 (18). P. 72-79. EDN: VPZKMV. URL: https:// cyberleninka.ru/article/n/avtomatizatsiya-proektirovaniya-elektromehanicheskogo-preobrazovatelya-ventilnogo-tyagovogo-dvigatelya-s-pomoschyu-sovremennyh (accessed: 28.04.2023). (In Russ.).
KASHUBA Aleksandr Viktorovich, Candidate of
Technical Sciences, Associate Professor of Theoretical
Mechanics Department, Rostov State Transport
University (RSTU), Rostov-on-Don.
SPIN-code: 4086-1671
AuthorID (RSCI): 922722
ORCID: 0000-0002-6529-1895
AuthorID (SCOPUS): 57194232715
ResearcherID: CAA-2491-2022
Correspondence address: kashuba-av@mail.ru
SHEVKUNOVA Anastasiya Vladimirovna, Candidate
of Technical Sciences, Associate Professor of Traction
Rolling Stock Department, RSTU, Rostov-on-Don.
SPIN-code: 9904-0711
AuthorID (RSCI): 823538
ORCID: 0000-0002-5508-8367
AuthorID (SCOPUS): 57194232704
ResearcherID: AAI-8866-2021
Correspondence address: nastya3051990@mail.ru
For citations
Kashuba A. V., Shevkunova A. V. Construction of the control algorithm to improve energy efficiency of a switched reluctance electric motor // Omsk Scientific Bulletin. 2023. No. 4 (188). P. 60-69. DOI: 10.25206/1813-8225-2023-188-60-69.
Received May 02, 2023. © A. V. Kashuba, A. V. Shevkunova
