Результаты математического моделирования

Стартерный режим

Моделирование стартерного режима производилось пуском ВИСГ на холостом ходу с применением DC/DC преобразователя, обеспечивающего задание напряжения в зависимости от скорости (рис. 8). Повышение напряжение питания ВИСГ (напряжение бортовой сети автомобиля 36В) применяется для расширения диапазона рабочих скоростей вращения в стартерном режиме с целью обеспечения бустерного режима. Получение данного диапазона рабочих скоростей возможно также с помощью уменьшения числа витков обмотки на этапе проектирования, но одновременно с этим произойдет уменьшение пускового момента, вследствие чего ВИСГ не будет соответствовать техническим требованиям.

В пусковом режиме ток ВИСГ ограничен только активным сопротивлением, что может привести к выходу из строя аккумуляторной батареи, от которой осуществляется питание ВИСГ, и силовой электроники. Для предотвращения аварийных ситуаций ток, потребляемый ВИСГ, ограничивается (рис.9) путем коммутации напряжения питания в соответствии с показаниями датчиков тока. В иностранной литературе [2] данный режим называется - Current Control Chopping. Таким образом, электронные ключи должны выбираться из расчета, что рабочая частота коммутации может в сотни раз превосходить частоту коммутации фаз на данной скорости. Для ВИМ конфигурации 18/12 на скорости 500 об/мин частота коммутации фазы без токоограничения составляет 100Гц, а с учетом токоограничения, в зависимости от точности регулировки, от 2 до 20 кГц.

Момент, развиваемый ВИСГ при пуске, также ограничивается (рис. 10). Это вызывает необходимость в увеличении числа витков обмотки, для создания требуемого момента при заданном ограничении тока, и повышении напряжения питания на высоких скоростях вращения.

На рис.9 представлена механическая характеристика, полученная при математическом моделировании стартерного режима ВИСГ (Мср), а также требуемая механическая характеристика (Мт.з). Как видно из зависимости мгновенного значения момента (Ммгн рис. 10), ВИСГ обладает значительными пульсациями момента, что является недостатком всех ВИМ с одинарной симметричной коммутацией. Вследствие большого момента инерции ДВС, данный фактор не оказывает отрицательного влияния на работу стартера.

Рис. 8 Зависимость регулирования напряжения питания от скорости.

Рис. 9 Зависимость мгновенного (Iмгн) и среднего(Iср) значения потребляемого тока фазы от скорости

Рис.10 Зависимость мгновенного (Ммнг), среднего (Мср) и заданного (Мт.з) момента двигателя от скорости

Генераторный режим

На низких скоростях вращения ротора, в генераторном режиме, ЭДС генератора оказывается ниже требуемого значения. При этом не происходит увеличение значения тока после прекращения возбуждения, как на рис.6. Для обеспечения работы генератора в подобных режимах, режим возбуждения многократно чередуется с режимом генерации в течение всего времени работы фазы (рис.11). Данный режим коммутации схож с режимом ограничения тока в стартерном режиме. Отличие состоит в том, что ток фазы не ограничивается, а поддерживается на определенном уровне. Среднее значение ЭДС при этом оказывается в требуемых пределах, что позволяет использовать ВИСГ на низких скоростях, и отличает его от индукторного генератора без вентильного управления, неспособного работать в данных скоростных режимах.

На средних скоростях вращения ЭДС генератора вызывает нарастание тока фазы после прекращения возбуждения (точке окончания возбуждения соответствует точка с током 100А рис.12). На рис. 12 представлена энергетическая диаграмма для скорости вращения 5000 об/мин и, для сравнения, для скорости 1000 об/мин. Возбуждение при этом производится до значений тока, значительно меньшего, чем при низких скоростях. Стрелками показано направление изменения потокосцепления в течение цикла коммутации фазы. Энергетическая диаграмма позволяет также определить среднее значение момента, который пропорционален площади, охватываемой годографом ,I.

На рис.13 представлены статические характеристики генератора в зависимости от скорости, и мощность возбуждения, необходимая для работы генератора. Как видно из приведенных зависимостей, на низких скоростях вращения генератор потребляет мощность возбуждения, превышающую полезную выходную мощность в 3 раза. Это связано с режимом поддержания тока фазы на определенном уровне. Несмотря на это, КПД генератора составляет около 70%, вследствие того, что мощность возбуждения, запасенная в электромагнитном поле, расходуется только на потери в сопротивлениях фаз и перекачивается между фазами ВИСГ. Потери на возбуждение обусловлены исключительно потерями в обмотках статора и потерями в стали.

При снижении скорости ниже критической скорости, генератор не способен обеспечить выходную мощность даже при высокой мощности возбуждения, что вызвано низким значением ЭДС генератора. Ниже скорости вращения 2000 об/мин мощность генератора становиться менее заданных 4 кВт (рис.13). Таким образом, преобразователь частоты и генератор необходимо проектировать с учетом того, что проходная мощность может в несколько раз превышать номинальную мощность генератора, если он предназначен для эксплуатации на низких скоростях вращения.

С ростом скорости вращения, ЭДС генератора, вызванная перемещением зубцов ротора относительно зубцов статора, возрастает пропорционально скорости вращения. Требуемая мощность возбуждения при этом уменьшается.

Свыше скорости 6500 об/мин (рис.13) выходная мощность генератора имеет тенденцию к снижению, что вызвано невозможностью создания требуемого потока возбуждения катушки. Рост скорости вращения уменьшает время коммутации, вследствие чего ток возбуждения не успевает достичь требуемого значения. Скорость возрастания тока ограничивается ЭДС, вызванной изменением тока в обмотке. Для преодоления данного ограничения, начало подачи импульса возбуждения смещают в область двигательного режима, однако в данной области быстрому нарастанию тока препятствует значительная ЭДС вращения. Другим способом повышения мощности генератора на высоких скоростях может служить увеличение напряжения возбуждения, аналогично стартерному режиму (рис.7).

Рис.11 Зависимость тока, потокосцепления и индуктивности фазы от времени (1000 об/мин 4кВт)

Рис.12 Энергетическая диаграмма генераторного режима на частоте вращения 1000 и 5000 об/мин (нагрузка 4 кВт)

Рис. 13 Мощность возбуждения и выходная мощность генератора в зависимости от скорости.

Заключение

Результаты проведенных исследований показывают, что вентильно-индукторная машина может функционировать как стартер-генератор ДВС. Для обеспечения требуемых показателей, удовлетворяющих режимам стартера и генератора, необходимо производить регулировку напряжения питания в стартерном режиме и напряжения возбуждения в генераторном. При проектировании ВИСГ необходимо учитывать, что требуемая мощность электронного коммутатора может превышать номинальную мощность генератора в 3-5 раз для обеспечения работы генератора на низких частотах вращения.

В стартерном режиме требуется контролировать значения токов в фазах ВИМ, для чего, с целью предотвращения повреждения источника питания, реализуется ограничение потребляемого тока. В генераторном режиме, для поддержания требуемого тока возбуждения, реализуется схожий режим коммутации. Для реализации данных режимов, электронные ключи должны выбираться из расчета, что частота коммутации, в зависимости от требуемой точности регулирования, может в сотни раз превосходить частоту коммутации фаз на данной скорости без ограничения тока.

Список литературы

A. de Vries, Y. Bonnassieux, M. Gabsi, E. Hoang, F. d-Oliveira, Cedric Plasse, A SWITCHED RELUCTANCE MACHINE FOR A CAR STATER ALTERNATOR SYSTEM //IEEE International Electric Machines and Drives Conference 2001, pp.323-329.

Gabriel Gallegos-Lopez, James Walters, Kaushik Rajashekara, Switched Reluctance Machine Control Strategies for Automotive Applications //SAE World Congress, March 5-8, 2001.

Кузнецов В.А., Кузьмичев В.А. Вентильно-индукторные двигатели.- М.: Изд-во МЭИ, 2003. 68с.

F. Henrotte, G. Deliege, and K. Hameyer, The eggshell method for the computation of еlectromagnetic forces on rigid bodies in 2D and 3D, CEFC 2002, Perugia, Italy, April 16-18, 2002.

S. McFee, J. P. Webb, and D. A. Lowther, A tunable volume integration formulation forforce calculation in finite-element based computational magnetostatics, IEEE Transactions on Magnetics, 24(1):439-442, January 1988.

Miller, T.J.E., Switched Reluctance Motors and their control -Oxford: Magna Physics Publishing and Clarendon Press, 1993, 205p.

Cardenas R., Ray W.F., Asher G.M., Switched reluctance generators for wind energy applications //Power Electronics Specialists Conference, 1995. PESC '95 Record., 26th Annual IEEE, vol.1, pp.559-564.

David A. Torrey, Switched Reluctance Generators and Their Control //IEEE Transactions on industrial electronics, vol.49, No.1, February 2002.

Erkan Mese, Yilmaz Sozer, James M. Kokernak, Dvid A. Torrey, Optimal Exitation of a High Speed Switched Reluctance Generator //Applied Power Electronics Conf and Exhibition (APEC), IEEE 2000, vol.1, pp.362-368.

 

12	Поделиться:

Воспользуйтесь поиском по сайту: