CC BY
107
УДК 631.313
ВЫСОКОВОЛЬТНЫЙ ВЫСОКООБОРОТНЫЙ ГЕНЕРАТОР ДЛЯ АВТОНОМНЫХ СИСТЕМ
© 2016 Ф.Р. Исмагилов, В.Е. Вавилов, В.И. Бекузин, В.В. Айгузина
Уфимский государственный авиационный технический университет
Статья поступила в редакцию 23.08.2016
В статье показана возможность создания высоковольтного высокооборотного генератора мощностью 230 кВт и массой 30 кг с максимальным КПД и минимальными массогабаритными показателями, определен его проектный облик при частоте вращения 50 000-70 000 об/мин и выходным линейным напряжением 4 кВ, проведены электромагнитные расчеты и экспериментальные исследования. Ключевые слова: автономные системы, высоковольтный высокооборотный генератор, аморфное железо.
Работа выполнена в рамках гранта государственной поддержки ведущих научных школ Российской Федерации (проект НШ-6858.2016.8 Фундаментальные исследования электромагнитных и тепловых полей высокооборотных электромеханических преобразователей энергии с учетом требований прочности, с целью их многомерной оптимизации).
Для обеспечения эффективной работы автономных информационных и управляющих комплексов необходима разработка надежного источника электроэнергии. Наиболее перспективным в системах электроснабжения автономных объектов (СЭС АО) является использование высокооборотных электромеханических преобразователей энергии (ЭМПЭ) с высококоэрцитивными постоянными магнитами (ВПМ), которые характеризуются минимальными массогабарит-ными показателями при максимальной мощности и КПД. При этом мощность высокооборотных ЭМПЭ, используемых в СЭС АО, как правило, не превышает 200 кВт, а линейное напряжение составляет не более 400-600 В [1-5].
Проведённый обзор публикаций [1-5] показал, что вопросы проектирования высоковольтных высокооборотных ЭМПЭ с ВМП не освещены в литературе достаточно полно и большая часть исследований посвящена высоковольтным генераторам с электромагнитным возбуждением. При этом согласно [1-5] высоковольтный высокооборотный генератор для АО должен соответствовать следующим критериям: максимальный КПД (более 95 %); минимальные массогабаритные показатели; технологичность конструктивной схемы; возможность использования одного ЭМПЭ, работающего и в генераторном, и в дви-
Исмагилов Флюр Рашитович, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой электромеханики. Вавилов Вячеслав Евгеньевич, кандидат технических наук, старший преподаватель кафедры электромеханики. E-mail: [email protected].
Бекузин Владимир Игоревич, аспирант кафедры электромеханики. E-mail: [email protected] Айгузина Валентина Владимировна, инженер кафедры электромеханики. E-mail: [email protected]
гательном режиме; возможность работы в импульсном режиме с мощностью, в несколько раз превышающей номинальную; высокая прочность при механических, тепловых и электромагнитных нагрузках и перегрузках; значительный ресурс и долговечность; самовозбуждение при отсутствии на АО дополнительного источника энергии; возможность работы на частотах вращения, соответствующих получению оптимальных характеристик приводного двигателя без применения редуктора. Причем частота вращения ротора исследуемого ЭМПЭ должна составлять 50 000-70 000 об/мин.
Поэтому целью данной работы является определение проектного облика высоковольтного (выходное линейное напряжение 4 кВ) высокооборотного (частота вращения 50 000-70 000 об/мин) генератора мощностью 230 кВт с максимальным КПД и минимальными массогабаритными показателями.
АКТИВНЫЕ МАТЕРИАЛЫ,
ПРИМЕНЯЕМЫЕ В ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ ВЫСОКООБОРОТНЫХ ЭМПЭ
Основные конструктивные и активные материалы, применяемые в высокооборотных ЭМПЭ, рассмотрены в работах [6, 7]. В то же время одна из важных составляющих высоковольтного ЭМПЭ, которая обеспечивает его работоспособность, - обмоточный провод обмотки статора, однако его исследования не приводятся в работах [6, 7]. Изоляция обмоточного провода должна обеспечивать длительный режим работы ЭМПЭ при температуре до 200-250 °С и напряжении более 8 кВ. Известны обмоточные провода DAMID 240 [8], имеющие номинальный диаметр от 0,63 до 2 мм,
срок эксплуатации 10 лет и напряжение пробоя 10 кВ. Важно отметить, что при проектировании обмоток высокооборотных высоковольтных ЭМПЭ следует учитывать возможность проявления в обмотках эффекта электрической короны, который особенно проявляется при напряжении обмоток более 6 кВ. Суть данного явления заключается в том, что вблизи изоляции обмоток из-за высокой напряженности электрического поля ионизируется воздух и образуется озон, при этом возможно образование азотной кислоты и разрушение изоляции. Для противодействия данному явлению применяются полупроводящие лаки, которые наносятся на поверхность изоляции.
Помимо температурных характеристик, обмоточный провод должен иметь такой номинальный диаметр, при котором обеспечивается максимальная прочность обмотки и технологичность ее выполнения, а также минимальные потери на вихревые токи в проводниках, которые можно определить в следующем виде [9, 10]:
<ах (2л/ )2 d4 da
=
128
(1)
где В - максимальное значение магнитной
^ тах
индукции; f - частота тока в обмотке; ст - удельная электрическая проводимость материала обмотки; d - диаметр провода; I - полная длина провода; а- число параллельных проводников в обмотке.
Как видно из (1), потери на вихревые токи определяются геометрическими размерами проводников обмотки, магнитной индукцией и частотой. Максимальное значение магнитной индукции варьируется в зависимости от конструкции пазовой зоны ЭМПЭ.
Так, в высоковольтном генераторе мощностью 230 кВт с внешним диаметром статора 180 мм, немагнитным зазором 5-7 мм и полузакрытым пазом максимальное значение магнитной индукции составляет 0,07-0,09 Тл, потери на вихревые токи в проводниках при диаметре провода 0,63 мм и частоте 2000 Гц составляют 156 Вт [11].
При открытом пазе для высоковольтного генератора с такими же размерами и параметрами максимальное значение магнитной индукции составляет 0,11-0,13 Тл, соответственно, потери на вихревые токи при диаметре провода 0,63 мм и частоте 2000 Гц составляют 326 Вт [11].
Максимальное значение индукции и, соответственно, максимальные потери имеют место в беспазовом ЭМПЭ. Для рассмотренных параметров максимальная индукция в беспазовом ЭМПЭ составляет 0,3-0,4 Тл, соответственно, потери на вихревые токи в проводниках при диаметре провода 0,63 мм и частоте 2000 Гц составляют 2184 Вт. Поэтому в беспазовых высокооборотных высоковольтных генераторах необходимо выбирать
такой диаметр провода, при котором потери на вихревые токи будут минимальными, однако необходимо учитывать усложнение технологии изготовления обмотки при уменьшении диаметра обмоточного провода. В частности, здесь можно рекомендовать провод Mediotherm 200 с температурным индексом 200, напряжением пробоя 10 кВ и номинальным диаметром 0,07-6 мм [12].
Поэтому в дальнейшем в статье при расчетах для беспазового генератора используется провод Mediotherm 200 диаметром 0,1 мм, для высоковольтного генератора с открытым пазом
- Mediotherm 200 диаметром 0,5 мм, для высоковольтного генератора с полузакрытым пазом
- DAMID 240 диаметром 0,63 мм.
В качестве материала для изготовления ВПМ высокооборотного высоковольтного ЭМПЭ, согласно рекомендациям, представленным в [9, 10], выбираются ВПМ марки 5ш2Со17, в качестве материала для изготовления бандажной оболочки ротора выбирается углепластик, для изготовления вала - сталь 30ХГСА.
Особое внимание при проектировании высокооборотных высоковольтных ЭМПЭ необходимо уделять материалу, из которого изготавливается магнитопровод статора. Основное требование к активным материалам для изготовления магни-топровода высоковольтных высокооборотных ЭМПЭ - минимальные удельные потери на вихревые токи и гистерезис, которые, согласно [6], в зависимости от частоты вращения ротора при синусоидальном магнитном потоке, определяются в виде:
уд.
Л. =»_B +1.1B -1 + WlB p 12. (2)
3
где ^гист > Ких , ^доб.вих - коэффициенты потерь на
гистерезис, вихревые токи и добавочные вихревые токи соответственно, В - максимальная плотность потока, п - частота вращения ротора; р - число пар полюсов.
Для рассматриваемого высоковольтного генератора при массе магнитопровода статора 10 кг, индукции в магнитопроводе 1,3 Тл и частоте напряжения 1 000-2 000 Гц при применении стали Vacoflux 48 с толщиной листа 0,1 мм потери в железе варьируются от 400 до 1 100 Вт [13].
При применении стали ЩЖХ900 с толщиной листа 0,1 мм на частоте 1 000-2 000 Гц и индукции 1,3 Тл удельные потери составляют от 450 до 1 200 Вт [7].
При использовании аморфного железа Metglas 2605 SA1 [14] при частоте напряжения 1 0002 000 Гц и индукции 1,3 Тл потери составляют от 60 до 90 Вт, что меньше других рассмотренных вариантов в 7-8 раз. Поэтому одной из перспектив для высокооборотных ЭМПЭ является применение в магнитопроводах аморфного железа, например Metglas 2605 SA1.
Недостатками, ограничивающими применение аморфного железа, является его низкая индукция насыщения (1,4-1,5 Тл), за исключением сплава Metglas 2605 СО, который имеет индукцию насыщения 1,8 Тл, а также сложность изготовления из них магнитопроводов.
В высокооборотном высоковольтном генераторе для обеспечения механической прочности ротора используется бандажная оболочка, что приводит к увеличению воздушного зазора и снижению основной гармоники магнитной индукции в воздушном зазоре до 0,6-0,5 Тл. С учетом температурного размагничивания ВПМ и размагничивания под действием магнитного поля реакции якоря основная гармоника магнитной индукции в воздушном зазоре может снижаться до 0,4-0,45 Тл (при беспазовой конструкции основная гармоника магнитной индукции в воздушном зазоре может снижаться до 0,25-0,3 Тл), при этом не будет происходить насыщения магнитопровода.
Для решения проблем технологичности применения аморфного железа разработаны различные способы производства магнитопроводов [15, 16], наиболее простым из которых является беспазовая конструкция. Поэтому представляется целесообразным при выборе конструктивной схемы высоковольтного высокооборотного ЭМПЭ произвести сравнение конструктивных исполнений магнитопровода, выполненного штамповкой из электротехнической стали, и различных конструкций магнитопроводов, выполненных из аморфного железа Metglas 2605 SA1.
ВЫБОР КОНСТРУКТИВНОЙ СХЕМЫ ВЫСОКОВОЛЬТНОГО ЭМПЭ
При выборе конструктивной схемы высоковольтного высокооборотного генератора рассматривались следующие варианты конструктивного исполнения:
- высоковольтный генератор с распределенной обмоткой и шихтованным магнитопроводом из электротехнической стали (3 % 5г, толщина листа 0,18 мм; вариант 1);
- высоковольтный генератор с зубцовой обмоткой и магнитопроводом из аморфного железа конструкции, предложенной в [15], или с магнитопроводом из аморфного железа модуль -ной конструкции, где каждый модуль является отдельной фазой генератора (вариант 2); электромагнитные характеристики данных конструкций являются аналогичными; их отличие состоит в том, что модульная конструкция имеет более высокий уровень критических частот вращения благодаря возможности введения дополнительных подшипниковых опор;
- высоковольтный беспазовый генератор с кольцевой обмоткой и магнитопроводом из
аморфного железа конструкции, предложенной в [7] (вариант 3);
- низковольтный генератор, сочлененный с повышающим трансформатором (вариант 4).
Расчеты производились с использованием аналитических методик, представленных в работах [7, 17], а также с помощью программного комплекса Ansoft Maxwell. Результаты расчетов представленных конструктивных схем и их сравнение приведены в таблице 1.
Из таблицы 1 видно, что наиболее эффективными конструктивными исполнениями высоковольтного высокооборотного генератора мощностью 230 кВт являются два варианта: высоковольтный высокооборотный генератор с распределённой трехфазной обмоткой (вариант 1) и высоковольтный беспазовый генератор с кольцевой обмоткой и магнитопроводом из аморфного железа (вариант 3), так как они обладают минимальной массой (39 кг и 30 кг соответственно) по сравнению с прочими конструктивными аналогами при электрическом КПД 98 %. Также с использованием программного комплекса Ansoft Maxwell авторами были произведены электромагнитные расчеты данных конструктивных исполнений.
РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТОВ
В результате получены основные характеристики (табл. 1) высоковольтного высокооборотного генератора с трёхфазной распределённой обмоткой (вариант 1) и беспазового высоковольтного высокооборотного генератора с кольцевой обмоткой и магнитопроводом из аморфного железа (вариант 3) мощностью 230 кВт, с частотой вращения ротора 60 000 об/мин, частотой напряжения 2000 Гц, материал ВМП - Sm2Co17.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Для проверки полученных результатов в ФГБОУ ВО «УГАТУ» был разработан макет маломощного беспазового ЭМПЭ (330 Вт). Радиальные и диаметральные размеры маломощного макета соответствуют расчетным геометрическим размерам (таблица 2), при этом активная длина макета в 10 раз меньше и составила 20 мм. Для сохранения постоянства немагнитного зазора на статоре был установлен немагнитный неэлектропроводящий экран.
Макет выполнен маломощным, так как ввиду отсутствия насыщения в магнитопроводе ЭМПЭ возможно линейное масштабирование его напряжения и мощности от длины и частоты вращения.
Ротор экспериментального макета был выполнен четырехполюсным из ВПМ Sm2Co17. Частота вращения ротора экспериментального макета составляла 800 об/мин. Число витков в
Таблица 1. Критериальное сравнение вариантов конструктивного исполнения высоковольтного высокооборотного генератора
Вариант 1 Вариант 2 Вариант 3 Вариант 4
Номинальная мощность, кВт 230 230 230 230
Фазное напряжение, В 2000 2000 2000 Генератора 235 В, на выходе из трансформатора 2000 В
Число пар полюсов 2 2 2 2
Потери в меди, Вт 1052 2475 2100 -
Потери в магнитопроводе статора, Вт 1830 125 65 -
Потери на вихревые токи, Вт 156 147 110 -
Механические потери, Вт 830 830 830 830
Суммарные потери 3868 3577 3105
Технологическая сложность изготовления Технология изготовления отработана Техно-логия изготовления новая и обладает значительной сложностью Технология изготовления простая и отработанная Технология изготовления отработана, сложность заключается в необходимости изготовления трансформатора
КПД системы 0,988 0,988 0,989 генератора Пг = 0,988 трансформатора Пт = 0,97. Полный КПД: П ^ = ПгПт = 0,958
Масса активных элементов, кг 39 52-55 30 85 (масса системы)
Таблица 2. Расчетные характеристики высоковольтных высокооборотных ЭМПЭ под нагрузкой пазового и беспазового исполнения
Вариант 1 Вариант 3
Номинальный действующий ток, А 48,27 40
Действующее фазное напряжение, В 2012 2007
Число пазов 24 -
Число витков в фазе 72 200
Число проводников в пазу 18 3400
Число параллельных жил в проводнике 21 340
Диаметр голой жилы, мм 0,63 0,1
Высота ВПМ, мм 15 12
Масса, кг 39 30
фазе - 100. Для удобства намотки использовался провод диаметром 1,2 мм. В результате вращения при частоте 800 об/мин действующее выходное напряжение исследуемого макета составило 3,5 В (рис. 1).
Выходное напряжение, масса и мощность полномасштабного экспериментального образца
определялись с использованием метода линейного масштабирования на основе экспериментальных данных, полученных для маломощного макета.
Так как длина полноразмерного беспазового генератора, рассчитываемого в статье, в 10 раз больше, а скорость вращения больше в 75 раз,
15 10
5 0
-5 -10 -15
Рис. 1. Результаты экспериментальных исследований беспазового высоковольтного генератора
чем в макете, то, с учетом линейной зависимости выходного напряжения генератора от скорости и длины, величина выходного напряжения полноразмерного генератора составит 2 625 В. Это подтверждает результаты компьютерного моделирования и аналитических расчетов. Аналогичный результат получается с массой и мощностью генератора. То есть полученные расчетные результаты подтверждаются экспериментальными исследованиями.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Таким образом, в статье показана возможность создания высоковольтного высокооборотного генератора мощностью 230 кВт и массой 30 кг. Определен проектный облик высокооборотного (частота вращения 50 000-70 000 об/ мин) высоковольтного генератора (выходное линейное напряжение 4 кВ) мощностью 230 кВт с максимальным КПД и минимальными массо-габаритными показателями, а также проведены его электромагнитные расчеты и экспериментальные исследования.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Kolondzovski Z., Arkkio A., Larjola J. Power Limits of High-Speed Permanent Magnet Electrical Machines for Compressor Applications // IEEE Transactions on Energy Conversion. 2011. Vol. 26. № 1.P. 73-82.
2. SabanM., Gonzalez-LopezD., Bailey C. Test Procedures for High-Speed Multimegawatt Permanent Magnet Synchronous Machines // IEEE Transactions on Industry Applications. 2010. Vol. 46. № 5. P. 17691777.
3. Borisavljevic A., Polinder H., Ferreira J. On the Speed Limits of Permanent-Magnet Machines // IEEE Transactions on Industrial Electronics. 2010. Vol. 57. № 1. P. 220-227.
4. Chuchalin A.I., Safyannikov I.A., Rossomakhin I.N. High Voltage Electrical Machine Disk Generator // International Conference on Electrical Machines, ICEM 98 Istanbul Technical University, Istanbul,
Turkey, September 2-4, 1998. Pp.530-534.
5. Intini Marques R., Gabriel S.B. Dual Stage Four Grid (DS4G) Ion Engine for Very High Velocity Change Missions // 31st International Electric Propulsion Conference, Ann Arbor, Michigan, USA September 20-24, 2009.
6. Co Huynh, Liping Zheng, Dipjyoti Acharya. Losses in High Speed Permanent Magnet Machines Used in Microturbine Applications // Journal of Engineering for Gas Turbines and Power. - March 2009. - Vol. 131.
7. Borisavljevic A. Limits, Modeling and Design of HighSpeed Permanent Magnet Machines // Printed by Wormann Print Service. Zutphen, the Netherlands, 2011. P. 209.
8. Damid 240. URL: http://www.smithbv.nl/cms/ userfiles/files/DAMID-240.pdf
9. Электрический самолет: концепция и технологии / А.В. Левин, С.М. Мусин, С.А. Харитонов, К.Л. Ковалёв, А.А. Герасин, С.П.Халютин/Уфа: УГАТУ, 2014. 388 с.
10. Elliott Energy Systems, Inc.2901 S.E. Monroe Street Stuart, FL 34997 772-219-9449. [Электронный ресурс] URL: http://www.tapower.com (дата обращения 21.07.2017).
11. Исмагилов Ф.Р., Хайруллин И.Х., Вавилов В.Е. Коэффициент полезного действия высокоскоростных электромеханических преобразователей энергии с высококоэрцитивными постоянными магнитами // Известия высших учебных заведений. Электромеханика. 2015. № 2 (538). С. 12-19.
12. Enamelled Copper Wires. URL: http://www.etem.bg/ products/bg/229/brochures/copper-wires.pdf (дата обращения 21.07.2017).
13. Hans-Christian Lahne, Dieter Gerling. Investigation of High-performance Materials in Design of a 50000 rpm Highspeed Induction Generator for Use in Aircraft Applications // AST 2015, February 24-25, Hamburg, Germany, pp. 1-10.
14. Magnetic Alloy 2605SA1 (iron-based). URL: http:// www.elnamagnetics.com/wp-content/uploads/ library/Metglas/2605SA1.pdf (дата обращения 21.07.2017).
15. Nicholas J. De Cristofaro, Dung A. Ngo,Richard L. Bye, Jr., Peter J. Stamatis, Gordon E. Fish Amorphous metal stator for a radial-flux electric motor // patent US6960860 B1, H02K1/14, H02K1/12, H02K15/02, 01.10.2005.
16. Man Mohan. A synchronous machine with amorphous
core // International Journal of Engineering Science and Technology. Vol. 4, No.06. June 2012. Р. 2596-2560. 17. Nikita Uzhegov, Janne Nerg and Juha Pyrhonen. Design
of 6-slot 2-pole High-Speed Permanent Magnet Synchronous Machines with Tooth-Coil Windings // ICEM 2014, At Berlin, Germany, Pp. 2525-2530.
HIGH-VOLTAGE HIGH-SPEED GENERATOR FOR AUTONOMOUS SYSTEMS
© 2016 F.R. Ismagilov, V.E.Vavilov, V.I. Bekuzin, V.V. Ayguzina
Ufa State Aviation Technical University
The article shows the possibility of creating high-speed high-voltage generator with a capacity of 230 kW and a weight of 30 kg with maximum efficiency and minimum size-weight parameters, its design at speed of50 000-70 000 rpm and output linear voltage of 4 kV is determined, electromagnetic calculations and experimental studies are represented.
Keywords: autonomous systems, high-speed high-voltage generator, amorphous alloys.
Flur Ismagilov, Doctor of Technics, Professor, Head at the Electromechanics Department.
Vyacheslav Vavilov, Candidate of Technics, Senior Lecturer at the of Electromechanics Department. E-mail: [email protected] Vladimir Bekuzin, Graduate Student at the Electromechanics Department. E-mail: [email protected] Valentina Ayguzina, Student at the Department of Electromechanics. E-mail: [email protected]
