Синтез обмоток статора для асинхронных генераторов и двигателей

20

Размещено на http://www.allbest.ru/

СИНТЕЗ ОБМОТОК СТАТОРА ДЛЯ АСИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ И ДВИГАТЕЛЕЙ

Основу большинства электроприводов во всех областях техники составляют простые в конструктивном отношении асинхронные двигатели (АД) с короткозамкнутым ротором. Одной из проблем короткозамкнутых двигателей является большая кратность пусковых токов. При пуске АД большой мощности снижается напряжение в сети, ухудшается работа ранее включенных в сеть двигателей, других приёмников электроэнергии.

Свойство обратимости электрических машин позволяет асинхронную машину применить и в качестве генератора автономной электростанции. По сравнению с маломощными синхронными генераторами с обмоткой возбуждения на роторе, недостатком которых является сложность обеспечения их конструктивного совершенства, асинхронные генераторы положительно характеризуются малыми габаритами и прочностью ротора.

Недостаток асинхронных генераторов связан со сложностью регулирования тока возбуждения для компенсации размагничивающего действия индуктивных составляющих токов нагрузки и ротора.

На характеристики асинхронных машин заметное влияние оказывают их параметры, обусловленные схемными признаками статорных обмоток. Современные приёмы формирования статорных обмоток позволяет методами усовершенствования их схем расширить поиск способов повышения энергетической эффективности асинхронных машин при их эксплуатации в известных режимах.

В автономной электростанции источником реактивной мощности асинхронному генератору служат конденсаторы. При наличии остаточного магнитного поля с числом периодов, равным числу пар полюсов статорной обмотки, процесс самовозбуждения генератора подобен физическому процессу в колебательном контуре (рис. 1 при скольжении s ? 0). Установившиеся значения ЭДС и тока возбуждения определяет пересечение вольтамперной характеристики конденсатора 2 с характеристикой намагничивания генератора 1.

Рис. 1 - Схема замещения асинхронного генератора и процесс его самовозбуждения

Для уменьшения соотношения МДС от токов нагрузки и от возбуждения, следовательно, степени размагничивания тока нагрузки в генераторах известных производителей чаще применяют автотрансформаторный вариант статорной обмотки (рис. 2). Конденсаторы Сст являются стартовыми и подключаются к основным конденсаторам на время пуска трёхфазных асинхронных двигателей или при значительном снижении напряжения. Мощность генератора с автотрансформаторной обмоткой снижается практически пропорционально коэффициенту трансформации.

Рис. 2 - Схема функциональная асинхронного генератора с автотрансформаторной обмоткой и стартовыми конденсаторами.

На схеме: С1 - С3 - конденсаторы возбуждения; Сст - конденсаторы стартовые; KU - реле для форсирования возбуждения; ВА, ВВ, ВС - выводы для подключения конденсаторов возбуждения; НА, НВ, НС - выводы для подключения нагрузки; QF - автоматический выключатель.

Для повышения энергетической эффективности и удельной мощности асинхронных генераторов нами разработаны несколько вариантов схем статорных обмоток [2, 4]. В варианте схемы двухполюсной обмотки с шагом у = 15 (рис. 3) катушки последовательной и общей части укладываются в одни и те же пазы, что позволяет соотношением витков в катушках влиять на соотношение ЭДС на выводах. Конденсаторы включаются на выводы «В» - возбуждение, нагрузка - к выводам «Н».

В основу новых приёмов формирования статорных обмоток асинхронных генераторов положено представление чередования фазных зон статора и трёхфазной сети () в виде матриц:

;

Транспонированием фазных зон

любое исходное число пар полюсов преобразуется в р = 1.

Рис. 3 - Схема автотрансформаторной обмотки генератора, Y-Y0

Преобразование базовой транспонированной матрицы определяет цепной вариант чередования зон (А а = В; А а2 = С и т. д), рис. 4 (стороны катушек фазы А обозначены квадратами, фазы В треугольниками, фазы С кругами). ток двигатель статорный генератор

.

Рис. 4 - Цепной вариант чередования катушечных групп

Чередование катушечных групп в цепном варианте совпадает с их чередованием при преобразовании МДС фазных обмоток по методу симметричной полюсно - амплитудной модуляции, согласно которому число катушек, приходящееся на фазную зону, пропорционально синусу угла расположения зон (рис. 5) [3].

Развитием метода послужило представление модулирующей волны её составляющими (рис. 6).

Рис. 5 - Представление модулирующей волны (для фазы А)

Если при модуляции МДС половин фазных обмоток изменять фазу токов во вторых половинах по принципу кругового перемещения трёхфазных токов, то такого рода модуляция запишется в виде ( - смещение половин фазных обмоток):

F = Fm [cospx sinx sin(t - 2/3) + cosp(x - ) sin(x - ) sint + cosp(x - ) sin(x - ) sin(t - 4/3) + cosp(x - - ) sin(x - - ) sin(t - 2/3) + cosp(x - 2) sin(x - 2) sint + cosp(x - 2 - ) sin(x - 2 - ) sin(t - 4/3).

Что касается двухполюсных обмоток, то в виду диаметрального расположения сторон катушек в слое речь может идти о фазной модуляции МДС половин фазных обмоток со смещением на угол в виде

F = Fm [cosx sin(t - 2/3) + cos(x - ) sint + cos(x - ) sin(t - 4/3) + cos(x - - ) sin(t - 2/3) + cos(x - 2) sint + cos(x - 2 - ) sin(t - 4/3)] = Fm/2 [sin(t - 2/3 - x ) + sin(t - 2/3 + x ) + sin(t - x + ) + sin(t + x - ) + sin(t - 4/3 - x + ) + sin(t - 4/3 + x - ) + sin(t - 2/3 - x + + ) + sin(t - 2/3 + x - - ) + sin(t - x + 2) + sin(t + x - 2) + sin(t - 4/3 - x + 2 + ) + sin(t - 4/3 + x - 2 - )].

Результат модуляции при рациональном значении = 2/3

F = Fm/2 [sin(t - 2/3 - x ) + sin(t - 2/3 + x ) + sin(t - x + ) + sin(t + x - ) + sin(t - 4/3 - x + 2/3) + sin(t - 4/3 + x - 2/3) + sin(t - 2/3 - x + 2/3 + ) + sin(t - 2/3 + x - 2/3 - ) + sin(t - x + 4/3) + sin(t + x - 4/3) + sin(t - 4/3 - x + 4/3 + ) + sin(t - 4/3 + x - 4/3 - )] = Fm/2 [sin(t - x - 2/3) + sin(t + x - 2/3) + sin(t - x + ) + sin(t + x - ) + sin(t - x - 2/3) + sin(t + x) + sin(t - x + ) + sin(t + x - 4/3 - ) + sin(t - x + 4/3) + sin(t + x - 4/3) + sin(t - x + ) + sin(t + x - 2/3 - )] = Fm /2 [3sin(t - x - 2/3) + 3sin(t - x + )] = 3/2Fm [sin(t - x - 2/3) + sin(t - x + )] = 3Fm[sin(t - x - /3 + /2) · cos(- /3 - /2)] = 3Fm [sin(t - x - /3 + /2) · cos(/3 + /2)].

Для б = 3300 (рис. 7)

F = 3Fm sin(t - x + 1050) · cos2250.

Рис. 7 - Схема токов в слое катушек до и после модуляции и векторная диаграмма ЭДС при = 2/3

Модулированная обмотка (рис. 8) отличаются характерным для них видом изменения токов в частях обмотки с ростом нагрузки. При шаге у = 15 проводники разного сечения частей обмотки с разной величиной тока расположены в одних и тех же пазах.

При выполнении двухполюсной обмотки с шириной фазной зоны 1200 соотношение ЭДС между выводами «В» и «Н» становится равным 1/1. Результат модуляции МДС половин фазных обмоток при б = -600 и = 2/3 (рисунки 9 и 10)

3Fm[sin(t - x - /3 + /2) · cos(/3 + /2)] = 3Fm sin(t - x + 900) cos300.

Рис. 8 - Схема обмотки, схема подключения нагрузки и направление токов в обмотках и нагрузке, векторная диаграмма токов в частях обмотки при активной нагрузке, характер изменения токов в частях обмотки фазы от нагрузки

Рис. 9 - Схема токов до и после модуляции и векторная диаграмма ЭДС

Диаметральный шаг позволяет расположить катушки разного сечения частей обмотки в одних и тех же пазах (рис. 11).

Рис. 11 - Схема токов при активной нагрузке

Значения б = -600 и = 2/3 позволяют представить двухполюсную обмотку и в качестве обмотки шестифазного генератора. Геометрическая сумма токов возбуждения представлена в виде результирующих векторов. Пространственное смещение катушечных групп на 600 и фазовое смещение токов в катушечных группах на 600 способствует образованию шестифазной обмотки.

Результат модуляции МДС половин фазных обмоток при б = -600 и = 4/3

3Fm [sin(t - x - /3 - /2) · cos(/3 - /2)] = 3Fmsin(t - x - 2100)cos900 = 0.

Рис. 12 - Схема токов до и после модуляции и векторная диаграмма ЭДС катушек при = 4/3 и схема соединений обмотки до модуляции (Д, = 4/3)

При соединении фаз в треугольник трёхфазная нагрузка включается на выводы В1, В2, В3 (рис. 18). Однофазная нагрузка может включаться на выводы В1 - Н1, Н1 - В3, В3 - Н3, Н3 - В2, В2 - Н2 и Н2 - В1. При понижении напряжения выводы Н1, Н2 и Н3 замыкают в каждой фазе на середины двух последовательно соединённых конденсаторов.

При соединении фаз в две звезды (при объединении выводов Н1, Н2, Н3 в нулевую точку) трёхфазная нагрузка включается также на выводы В1, В2, В3, а однофазная на выводы В1, В2, В3 и на вывод из нулевой точки.

Возможное исполнение двухполюсной обмотки с укороченным шагом приводит к ухудшению формы МДС при включении обмотки в треугольник. Обмотка с укороченным шагом и с переключения по схеме Д/YY может решить проблему заметного снижения пускового тока двигателей средней и большой мощности.

Рис. 13 - Схема двухполюсной обмотки (у = 15) и схемы включения в сеть

Рис. 14 - Схема четырёхполюсной обмотки, у = 10

Рис. 15 - Схема шестиполюсной обмотки, у = 10

Пример расчёта соотношений пусковых токов асинхронного двигателя с обмоткой по схеме на рисунке 20 на базе АИР160S4 (D = 0,163 м; l = 0,15 м; I1н = 28,5 А; соsн = 0,89; w = 104; kоб = 0,925; R1 = 0,27 Ом; Рэл1 = 655 Вт потери в статорной обмотке; Рэл2 = 380 Вт - потери в роторной обмотке; Рс = 420 Вт - потери в стали; Рм = 100 Вт - потери механические; k = 1,44 - коэффициент насыщения магнитной цепи; д = 0,5 мм - воздушный зазор; k = 1,31 - коэффициент воздушного зазора; Z2 = 40 - число пазов ротора; kоб2 = 0,999 - обмоточный коэффициент роторной обмотки; bск = 10,6 мм - скос пазов ротора; фд2 = 0,0103 - коэффициент дифференциального рассеяния роторной обмотки; Dк = 0,135 м, hк = 0,027 м, bк = 0,025 м lл2 = 0,006 м - соответственно диаметр, высота и ширина и длина лобовой части замыкающих колец роторной обмотки).

Потери холостого хода и активная составляющая тока холостого хода базового двигателя (Uн = 220 В):

Р0 = mI02 R1 + Pс + Рм 3(I1н sinн)2 R1 + Pс + Рм = 3(28,5 0,456)2 0,27 + 420 + 100 = 657 Вт;

I0a = Р0/mUн = 657/(3 220) ? 1 А.

Приведённое активное сопротивление и активное сопротивление роторной обмотки:

где k = mw2/m2w22 = 3 1042 0,9252/(40 0,52 0,9992) = 2782.

Индуктивные сопротивления:

При соединении фаз YY и тех же обмоточных данных, что и у базового двигателя, амплитуда основной гармоники МДС при условных 96 пазах статора (kоб = 0,925), полярный момент инерции пазовых точек диаграммы Гёргеса и значение коэффициента дифференциального рассеяния (рис. 22):

Намагничивающий ток, сопротивление взаимоиндукции и индуктивное сопротивление статорной обмотки:

Пусковой ток двигателя

При этой схеме соединения фаз (рис. 23):

При соединении фаз обмотки в Д IмД = IмYY /1,73 = 9,5/1,73 = 5,5 A и R1Д = 1,08 Ом.

Сопротивление взаимоиндукции и индуктивное сопротивление статорной обмотки:

Приведённые активное и индуктивное сопротивления роторной обмотки:

где k = m(wkоб)2/m2(w2kоб2)2 = 3 • (208 · 0,801)2 /40(0,5 · 0,999)2 = 8311.

Линейный пусковой ток

Соотношение пусковых токов

Отметим, что наиболее выраженные чётные гармоники н = 4 и н = 8 МДС при соединении фаз в треугольник не оказывают существенного влияния на пуск двигателя.

Таблица 1 - Относительные амплитуды гармоник периода МДС

Выводы

1. Статорные обмотки с шириной фазной зоны 1200 позволяют организовать рациональные схемы включения нагрузки при работе машины в режиме генератора.

2. Приём ограничения пускового тока асинхронных двигателей переключением статорной обмотки по схеме Д/YY является простейшим в реализации. Степень снижения пускового тока близкая к 2/3.

3. Паспортная мощность асинхронных двигателей в рабочем режиме (при соединении фаз YY) совпадает с паспортной мощностью серийных двигателей средней и большой мощности.

Литература

1. Богатырев, Н.И. Асинхронные генераторы для систем автономного электроснабжения. Часть 1. Обоснование параметров асинхронного генератора / Н.И. Богатырев, В.Н. Ванурин, А.С. Креймер // Научный журнал КубГАУю

2. Богатырев, Н.И. Асинхронные генераторы для систем автономного электроснабжения. Часть 2. Базовая теория формирования статорных обмоток асинхронных генераторов и методы расчета обмоток / Н.И. Богатырев, В.Н. Ванурин, А.С. Креймер // Научный журнал КубГАУ Краснодар: КубГАУ, 2010.

3. Богатырев, Н.И. Параметры и характеристики электрических машин переменного тока: моногр. / Н.И. Богатырев, В.Н. Ванурин, П.П. Екименко: - Краснодар, 2011 256 с.: ил.

4. Богатырев, Н.И. Схемы статорных обмоток, параметры и характеристики электрических машин переменного тока: моногр. / Н.И. Богатырев, В.Н. Ванурин, О.В. Вронский; под. ред. В.Н. Ванурина: - Краснодар, 2007. - 301 с.: ил.

Аннотация

СИНТЕЗ ОБМОТОК СТАТОРА ДЛЯ АСИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ И ДВИГАТЕЛЕЙ

Богатырев Николай Иванович к.т.н., профессор

Кубанский государственный аграрный университет, г.Краснодар, Россия

Ванурин Владимир Николаевич д.т.н., профессор ГНУ СКНИИМЭСХ, г. Зерноград, Россия

Баракин Николай Сергеевич ассистент

Семернин Дмитрий Юрьевич инженер

Кубанский государственный аграрный университет, г. Краснодар, Россия

Рассмотрено влияние схемных и конструктивных признаков статорных обмоток на параметры и эксплуатационные свойства асинхронных генераторов

Ключевые слова: АСИНХРОННЫЙ ДВИГАТЕЛЬ, АСИНХРОННЫЙ ГЕНЕРАТОР, СТАТОРНАЯ ОБМОТКА, ОБМОТОЧНЫЙ КОЭФФИЦИЕНТ, ПУСКОВОЙ ТОК ДВИГАТЕЛЯ

SYNTHESIS OF STATOR WINDINGS FOR ASYNCHRONOUS GENERATORS AND MOTORS

Bogatyryov Nikolai Ivanovich Cand.Tech.Sci., professor

Kuban State Agrarian University, Krasnodar, Russia Vanurin Vladimir Nikolaevich

Dr.Sci.Tech., professor SSU SKNIIMESH, Zernograd, Russia

Barakin Nikolai Sergeevich assistant

Semernin Dmitriy Yurievich engineer

Kuban State Agrarian University, Krasnodar, Russia

Influence of circuit and constructive signs of stator windings on parameters and operational properties of asynchronous generators is examined

Keywords: INDUCTION MOTOR, INDUCTION GENERATOR, STATOR WINDING, WINDING FACTOR, STARTING CURRENT INDUCTION MOTORS

Размещено на Allbest.ru