Индукторные одноименно полюсные генераторы высокой частоты

       В связи с этим возникла необходимость разработки индукторного генератора, который был бы лишён указанных недостатков и имел небольшие массогабаритные характеристики и высокие удельные энергетические показатели.

       Пат. 63405 А – индукторный генератор, удовлетворяющий таким требованиям, созданный на Украине. На рис. 3 (с. 33) приведены схемы такого генератора (а) и одной его магнитной цепи (б). Ротор 1 представляет собой зубчатый диск (зубцы изготовлены из электротехнической стали), насаженный на вал 3, который приводится во вращение первичным двигателем (на схеме не показан). Статор 2 состоит из корпуса 4 с закреплёнными на нём несколькими магнитными цепями 5, расположенными вокруг ротора. Магнитная цепь включает в себя сердечник 6 П-образной формы с башмаками 7, составляющими с ним одно целое, и две обмотки: ОВ 8 и РО 9. Обмотка 8 намотана проводом меньшего сечения, чем провод обмотки 9, и имеет большее число витков. Сердечник 6 состоит из тонких электрически изолированных пластин (толщиной 0,35 – 0,5 мм) электротехнической стали. Он изготовлен шихтованным для уменьшения потерь на вихревые токи. Магнитные цепи с обмотками могут быть как независимыми одна от другой, так и объединёнными в систему для обеспечения требуемых параметров (тока, напряжения, мощности, а также фазового сдвига в случае трёхфазной системы). Для получения трёхфазного тока магнитные цепи с обмотками смещаются одна относительно другой аксиально на электрический угол 120°.

       Каждый зубец ротора соответствует паре полюсов обычного синхронного генератора. При числе зубцов р требуемая частота f, Гц, тока в РО обеспечивается при частоте вращения, об/мин,

 

n = 60f/p.  (1)

        Система работает следующим образом. Обмотка возбуждения 8 создаёт магнитный поток, проходящий по сердечнику 6. Под действием первичного двигателя ротор 1 вращается с номинальной частотой. Зубцы ротора проходят между башмаками 7 сердечника 6 магнитной цепи 5, периодически изменяя её магнитное сопротивление от R_min (в момент, когда зубец является частью магнитной цепи и зазоры минимальны) до R_max (в момент, когда зубец находится вне зазора). При этом изменяется поток магнитной индукции от Ф_max до Ф_min, вследствие чего возникает ЭДС в РО 9. Башмаки 7 в данной конструкции необходимы для уменьшения рассеивания магнитного поля.

        Ниже приведены  основные конструктивные параметры конкретного индукторного генератора. Его ротор выполнен в виде кольца (внешний диаметр – 65 см) со спицами, на котором расположены 17 шихтованных зубцов. Размеры зубца: ширина λ = 8 см, толщина h = 1 см, длина активной зоны l = 10 см. Параметры сердечника: длина а = 30 см, толщина b = 3 см, ширина равна ширине зубца λ. Длина башмака сердечника равна длине активной зоны зубца l. Воздушные зазоры δ между башмаками и зубцом в период его прохождения между ними составляют приблизительно 0,5 мм. Обмотки выполнены из медного провода. Число витков РО – 1400, ОВ – 2000 (что соответствует номинальному току возбуждения 2А).

       Для расчёта мощности генератора магнитная энергия и электромагнитные силы выражались через приращение проводимостей ветвей магнитной цепи. В соответствии с этим для вывода зубца ротора из-под полюсов башмаков сердечника магнитной цепи к нему необходимо приложить силу

 

                                              ,                                 (2)

где

                                                                                                                    (3)

  - приращение энергии магнитной цепи при перемещении зубца на расстояние Δх в направлении вращения ротора;

 

                                                                                                                      (4)

- изменение магнитной  проводимости цепи при перемещении  зубца на расстояние Δх; I_в – ток возбуждения; μ₀ – магнитная проницаемость стали при насыщении.

Работа по перемещению одного зубца  на Δх определяется по формуле

 

                                                                                                                   (5)

       Теоретический расчёт показал, что при вращении ротора с частотой 180 об/мин частота тока генератора с указанными выше параметрами (при номинальной мощности 4 кВт, номинальном напряжении 220 В и токе 18 А – в расчете на одну магнитную цепь) равна 50 Гц. Масса конструкции без корпуса составляет приблизительно 40 кг. Каждая магнитная цепь с обмотками является источником переменного однофазного тока.

       В Запорожском государственном университете (Украина) была создана действующая модель предложенного генератора (по схеме на рис. 3) мощностью 40 Вт. На основе экспериментального исследования различных характеристик, позволяющие судить о характеристиках реальных генераторов (различной мощности). На рис. 4 (с. 33) приведена характеристика холостого хода модели индукторного генератора, представляющая собой зависимость ЭДС Е рабочей обмотки от тока возбуждения I_в при постоянной частоте вращения n  = 3 об/с. Наличие максимума на кривой объясняется снижением магнитной проницаемости μ стали при её насыщении (μ → μ₀), что приводит к уменьшению разницы между магнитными проводимостями Λ_min и Λ_max участков с максимальными и минимальными воздушными зазорами, снижению разницы между максимальными Ф_max и минимальными Ф_min магнитными потоками, а следовательно, уменьшению Е.

       Это  согласуется с тем, что условием  оптимальной работы рассматриваемого  генератора является малое насыщение стали магнитной цепи.

       Предложенный  индукторный генератор имеет  ряд преимуществ перед синхронным:

        отсутствие токосъёмного механизма,  что позволяет избежать дополнительных потерь энергии в контактных устройствах (кольцах, щётках и т.д.), а также исключить теле- и радиопомехи, вызванные искрением при токосъёмке;

• низкую номинальную частоту вращения ротора;
• надёжность в работе (ротор не содержит обмоток);
• простоту  в сборке и обслуживании.

   Генератор найдёт применение в устройствах преобразования частоты, индукционных нагревательных приборах, а также в устройствах для получения различных выходных сигналов (напряжения, частоты, фазового сдвига и т.д.). Использование его в ветроэлектрических агрегатах позволит существенно уменьшить потери при передаче механической энергии от ветродвигателя станции  к генератору (номинальная частота вращения ротора генератора может быть выбрана равной номинальной частоте вращения ветродвигателя путём изменения числа зубцов ротора).

 

 

 

 

 

 

4. Влияние формы зубцов и наклепа стали на максимум ЭДС                        высокочастотного индукторного генератора с пульсирующим потоком

   Одной из основных задач при проектировании высокочастотных индукторных генераторов с пульсирующим потоком является определение максимума ЭДС обмотки якоря. Электродвижущая сила обмотки якоря у машин данного типа при возрастании тока возбуждения имеет ярко выраженный максимум, обусловленный насыщением зубцов статора и ротора. Величина этого максимума определяющим образом влияет на электромагнитный предел мощности генератора. При частотах свыше 8 кГц этот предел, как правило, оказывается ниже, чем ограничение по мощности, накладываемое условиями нагрева и охлаждения. Это связано с уменьшением модуляции в воздушном зазоре из-за сокращения величины зубцового шага. Такие образом, с ростом частоты электромагнитный предел мощности, связанный с насыщением зубцов, оказывает на массогабаритные показатели генераторов все более возрастающее влияние. Поэтому с целью повышения эффективности использования активных материалов ЭДС генератора в номинальном режиме при проектировании должна выбираться вблизи максимума.

   Величина переменной составляющей магнитной индукции в воздушном зазоре В_1δ, определяющая значение ЭДС якоря и существенно влияющая на выходную мощность генератора, зависит в первую очередь от величины воздушного зазора, формы и размеров гребеночных зубцов (пазов).

   Проведенные на основе методики определения ЭДС обмотки якоря, основанной на расчете магнитного поля в переходном зубцовом слое генератора с помощью метода конечных элементов (МКЭ) и позволяющая рассчитывать В_1δ с учетом насыщения стали зубцов, расчетные исследования позволили определить конфигурации гребеночных пазов, обеспечивающих наибольшую величину амплитуды В_1δ. При этом рассматривались наиболее технологичные, с точки зрения изготовления, формы пазов – прямоугольная, трапецеидальная и полукруглая.

   Анализ для пазов всех названных конфигураций производился в диапазоне изменения величины относительного воздушного зазора δ₀ от 0,05t до 0,15t, что соответствует практически выполнимым воздушным зазорам рассматриваемых машин, линейный зубцовый шаг которых составляет t = 1,5…5 мм. Остальные геометрические размеры – относительная ширина зубцов b_z0, относительная глубина паза h_z0 – также задавались в долях зубцового шага.

   Наибольшее значение максимумов В_1δ в случае прямоугольных пазов получены при b_z0 = 0,45 и h_z0 = 0,30 для всех значений δ₀ в диапазоне 0,05 ≤ δ₀ ≤ 0,15, при трапецеидальной форме пазов, в том же диапазоне δ₀, - при b_z0 = 0,40 и h_z0 = 0,30. Рациональная величина угла наклона стенок зубцов ϒ равна, приблизительно, 20°. При увеличении угла скоса ϒ до 30° максимум В_1δ уменьшается по сравнению с ϒ = 20° примерно на 2 – 5%.

   Как для прямоугольных, так и для трапецеидальных пазов зависимость величины пульсаций магнитного потока от относительной глубины паза h_z0 выражена значительно слабее, чем от его относительной ширины. При этом необходимо отметить, что рекомендации по выбору глубины паза, полученные на основе расчетов при помощи МКЭ с учетом насыщения стали зубцов, достаточно существенно отличаются от имеющихся в литературе данных, полученных без учета насыщения.

   При полукруглой конфигурации гребеночных пазов наибольшая величина В_1δ достигается при относительной ширине зубца b_z0 = 0,40, если 0,025 ≤ δ₀ ≤ 0,10, а при 0,10 ≤ δ₀ ≤0,15 наилучшим значением является b_z0 = 0,35.

   Анализ расчетных данных показывает, что наибольшая амплитуда В_1δ достигается при полукруглой форме гребеночных пазов (рис. 5, с. 34). В случае трапецеидальной формы пазов можно получить амплитуду пульсаций магнитного потока, весьма близкую по величине к достигнутой при полукруглой форме. При прямоугольных пазах максимум В_1δ оказывается меньше на 10 – 13%.

   При проектировании машин данного  типа, в случае использования металлорежущих станков для нарезки гребеночных пазов на пакетах в сжатом виде, необходимым является обоснование технологических допусков на размеры зубцов с токи зрения обеспечения максимума ЭДС. Проведенные расчетные исследования позволили определить диапазон изменения каждого варьируемого геометрического параметра, в котором отличие В_1δ от максимального значения не превышает 3%. Полученные значения наилучших с точки зрения максимума ЭДС относительных размеров зубцов, а также технологических допусков, приведены в таблице 1 (с. 34).

   Еще одним фактором, оказывающим существенное влияние на величину максимума ЭДС якоря генератора, является наклеп стали, образующий на кромках зубцов при нарезке зубцовой зоны пакетов статора и ротора. Следствием появления зоны наклепа является уменьшение магнитной проводимости стали, что приводит к снижению модуляции магнитного потока и, соответственно, максимума ЭДС. В высокочастотных генераторах влияние наклепа на величину максимума ЭДС особенно значительно, ввиду малой величины абсолютных размеров гребеночных зубцов.

   Для оценки зависимости  величины переменной составляющей магнитной индукции от степени наклепа стали были проведены измерения на физической модели активной зоны высокочастотного индукторного генератора с использованием баллистического гальванометра. Пакеты физической модели изготовлены по той же технологии, которая использовалась при изготовлении пакетов статора и ротора экспериментальных образцов генераторов и имеют такую же величину зубцового шага, как и расчетная модель.

   По результатам измерений для каждого значения намагничивающей силы, приходящейся на зубцы и зазор F_δz, определялись значения переменной и постоянной составляющих магнитной индукции В_1δ и В_0δ:

 

,                                                  (6)

 

где Ф_δЗЗ – магнитный поток в воздушном зазоре при совпадении осей зубцов статора и ротора; Ф_δЗП – магнитный поток при совпадении оси зубца статора и оси паза ротора; t_Г – длина гребенки статора; l – длина пакетов.

   После проведения измерений на неотожженных пакетах они подвергались отжигу в азотно-водородной среде при температуре 850 °С в течение трех часов, затем испытания повторялись.

   Кривые зависимостей В_1δ = f (F_δz), полученные расчетным путем при помощи МКЭ и опытным путем при измерениях на физической модели, для полукруглой формы пазов приведены на рис. 6 (с. 34).

   Анализ полученных  результатов показывает, что величина  максимума В_1δ до отжига на 10 -15 % меньше, чем после него, и на 10 – 20 % меньше расчетной. При этом влияние наклепа стали на снижение максимума В_1δ с уменьшением δ₀ возрастает.

   На основании  изложенного, следует признать  необходимым учет влияния наклепа  стали на величину максимума  ЭДС высокочастотных индукторных  генераторов путем введения корректирующего коэффициента К_н, в зависимости от абсолютного значения зубцового шага, относительной величины воздушного зазора, а также от формы гребеночных пазов. Так, для представленных на рис.4 кривых для полукруглой формы гребеночных пазов при величине зубцового шага t = 2 мм рекомендуемыми значениями коэффициента являются: