Новый тяговый электропривод трамвая с синхронной реактивной машиной независимого возбуждения

Аннотация. Представленная статья освещает вопросы проектирования, моделирования и дальнейшего применения новых тяговых электроприводов трамваев, которые создаются на основе нетрадиционной электрической машины (синхронной реактивной машины независимого возбуждения). В статье анализируются возможности применения электропривода данного типа для низкополого трамвая с абсолютным значением низкого пола. Приводятся параметры электрического двигателя с относительно длинным ротором. Кроме того, анализу подвергаются коммутационные потери в массивном роторе.
Рассматриваются удельные показатели в сравнении с традиционным бесконтактным электрическим приводом – частотно-регулируемым асинхронным. Приводятся сравнительные расчеты электрической машины для трамвайных тележек разных концепций – внешней и внутренней компоновки электропривода и редуктора. Исследовано влияние формы тока статора на пульсации электромагнитного момента двигателя. Рассмотрен вопрос учета потерь энергии в массивном роторе при различных законах управления токами статора. Выбрана оптимальная форма тока статора для минимизации коммутационных потерь в статоре и роторе электрической машины.
Рассмотрено влияние формы поперечного сечения статора на коммутационные потери в роторе.
Ключевые слова: статор, ротор, электропривод, СРМНВ, трамвай, потеря, обмотка.
Введение
Городские трамваи с низким полом более удобны для пассажиров, в то время как трамваи с высоким полом намного дешевле, а также просты в эксплуатации и изготовлении [3]. Все достоинства данных видов трамваев совмещены в трамваях, имеющих среднюю высоту пола, однако для создания трамвая данного вида стоит снизить высоту трамвайной тележки, что представляется возможным посредством применения тяговых электродвигателей, имеющих малый внешний диаметр статора.
В рамках асинхронных частотно-регулируемых электроприводов решение данной задачи едва ли представляется возможным, так как малый внешний диаметр машины требует увеличения длины машины для сохранения мощности [1-3]. В рамках асинхронного двигателя при этом будет наблюдаться уменьшение спинки вала и ротора, что будет предопределять резкое снижение механической надежности.
Представляется, что данная задача вполне может быть решена посредством использования электродвигателей с достаточно высокой поперечной механической жестокостью ротора. Обусловлено это тем, что это позволит безопасно увеличить длину двигателя, а также уменьшить его поперечные размеры. Данным требованиям вполне соответствует синхронная реактивная машина независимого возбуждения (СРМНВ) в случае, если ее ротор выполнить массивным и заодно с валом [29].
Актуальность исследований
В настоящее время самым распространенным типом электропривода трамвая является частотно-регулируемый асинхронный электропривод. Однако, данный тип электропривода практически исчерпал потенциал оптимизации и улучшения массогабаритных показателей [4]. Поэтому появляется интерес к нетрадиционным типам электрических машин [4]. Особенно, когда проектирование самой электрической машины ведется совместно с полупроводниковым преобразователем. Наиболее перспективными считаются бесконтактные машины, например, вентильно-индукторные двигатели и синхронные реактивные машины с независимым возбуждение (СРМНВ). Особенностью СРМНВ является то, что ротор у нее выполнен массивным (нешихтованным) [1]. Этот факт требует отдельного анализа потерь энергии в магнитной системе машины.
В настоящее время асинхронные тяговые электропривода используются трамвайных тележках различных компоновок [28]. На рис.1 показана одна из концепций компоновки трамвайной тележки для получения 100% низкого пола. Здесь электродвигатель и редуктор расположены снаружи.
Рис. 1. Концепция внешней компоновки электропривода и редуктора для трамвайной тележки
На наш взгляд не стоит отказываться и от концепции внутренней компоновки тягового электропривода трамвая, когда электродвигатель и редуктор расположены с внутренней стороны колеса. В этом случае габарит синхронной реактивной машины независимого возбуждения также позволяет сделать уровень пола 100% низким. В этом случае вместо сочленения электродвигателя и дифференциального редуктора карданным валом применяется длинный ротор электродвигателя. При равной мощности внешний диаметр электродвигателя значительно уменьшается. Это одно из конкурентных преимуществ электропривода с СРМНВ по сравнению с традиционным частотно-регулируемым асинхронным электроприводом.
Для снижения габарита электродвигателя было принято решение о выборе относительно длинного ротора по сравнению с общепромышленными асинхронными электродвигателями. В качестве прототипа был принят тяговый асинхронный электродвигатель мощностью 55 кВт, который используется в электроприводе низкопольного трамвая, с уровнем низкого пола 40%. Поэтому актуальная задача получения 100% уровня низкого пола в трамвае решалась уменьшением относительного диаметра электродвигателя с одновременным увеличением относительной длины активной части и двигателя в целом. Для электропривода трамвая был рассчитан СРМНВ [17-20] со следующими техническими характеристиками, которые показаны в табл.1.
Таблица 1
Параметры тягового двигателя СРМНВ
Параметр СРМНВ
Обозначение Числовое
значение Единица измерения
Номинальная мощность Pн 55 кВт
Номинальная скорость nн 1500 Об/мин
кпд н 0.9 Внешний диаметр статора Dн1 260 мм
Внутренний диаметр статора D1 172 мм
Высота оси вращения h 160 мм
Длина активной части статора l1 500 мм
Воздушный зазор 0.8 мм
Число зубцов статора z1 48 Общая длина машины l 930 мм
Масса двигателя m 290 кг
Существующие двигатели для городского электротранспорта имеют мощность 55 кВт и номинальную скорость 1160 об/мин, при этом они имеют массу 340 кг, внешний диаметр статора 487 мм и суммарную длину 744 мм. Следует отметить, что для СРМНВ возможно дальнейшее снижение диаметра статора и увеличение длины ротора в зависимости от имеющихся условий компоновки тележки.
Потери в статоре
Начальными условиями для расчета потерь СРМНВ являются допущения следующего вида:
- момент коммутации выбирается таким образом, чтобы появилась возможность достижения максимального среднеинтегрального электромагнитного момента (за период коммутации);
- наличие ненасыщенной магнитной системы машины;
- величина полюсной дуги должна быть равна половине полюсного деления машины;
- числа пазов статора машины должно составлять не более сорока восьми;
- расчет выполнялся для трех вариантов формы тока в обмотке для каждой фазы статора. Так, расчет производился для ступенчатой, трапецеидальной и синусоидальной форм. При трапецеидальной формы время реверса тока в каждой фазе находилось в соответствии с шириной фазной зоны статора. При ступенчатой форме ток в каждой синусоиде представлял собой три ступеньки равной длительности, а амплитуда тока для средней ступени в данном случае принималась в 2 раза выше, чем на крайних ступенях. Данный случай находился в соответствии с питанием трехфазной обмотки статора от автономного инвентора, который был выполнен по стандартной мостовой схеме силовых цепей. И, наконец, в третьем случае (при синусоидальной форме), форма тока находилась в соответствии с обычной синусоидой.
Также были рассмотрены несколько вариантов формы поперечного сечения сердечника статора. Так, в рамках традиционного варианта форма сердечника представляла собой кольцо, ограниченное двумя окружностями. В свою очередь, во втором случае форма поперечного сечения сердечника имела вид квадрата со стороной, которая равна внешнему диаметру первого образца, однако по углам размещалась обмотка возбуждения [14].
Сравнение всех возможных вариантов осуществлялось по величине показателя, который равен отношению электромагнитного момента двигателя к величине потерь. Во многом это обусловлено тем, что данный показатель позволяет оценить эффективность использования электродвигателя по моменту в рамках того или иного закона коммутации.
Проведенные расчеты позволяли сформулировать вывод, что данный показатель будет монотонно увеличиваться при увеличении m (числа фаз статора). Одновременно с этим, при m > 6 эффективность дальнейшего увеличения числа фаз будет идти на спад. Так, во всех рассмотренных случаях ступенчатая форма сердечника статора является наиболее эффективной (60-70 %), однако наиболее оптимальной формой необходимо признать трапецию. Так, для шестифазной машины замена трапецией синусоиды будет давать увеличение показателя примерно от 0,1 до 0,2 %.
Потери в роторе
В качестве основных критериев, которые оказывают непосредственное влияние на величину коммутационных потерь, выступают такие критерии, как отношение амплитуды пульсаций потока к его величине, а также частота пульсаций магнитного потока [3, 15-18].
На рисунке 2 отражены существующие зависимости относительных пульсаций потока от числа фаз обмотки статора СРМНВ (m) для круглой формы сердечника статора. Отметим, что кривая 1 (рис. 4) будет относиться к ступенчатой форме фазного тока в обмотке статора СРМНВ.
Рис. 2. К расчету коммутационных потерь первого варианта сердечника СРМНВ
В данном случае допускаются варианты питания от одного (при трехфазной обмотке), двух (при шестифазной обмотке) и трех (при девятифазной обмотке) автономных инверторов. Пульсации тока в рассматриваемом случае будут составлять от 5 % до 24 %. Рассматривая рисунок 2 можно увидеть, что кривая 2 будет относиться к трапецеидальной форме фазного тока, в рамках которой пульсации тока составят от 1 % до 7 %. В свою очередь, кривая 3 будет относиться к синусоидальной форме фазного тока в обмотке. Стоит отметить, что при выборе синусоидальной формы достигается минимум пульсаций потока и, как следствие, минимум потерь стали в роторе. Пульсации в данном случае составляли от 0,5 до 3 %. Частота пульсаций тока для круглой формы сердечника статора СРМНВ определяется в указанной ситуации числом фазных зон.
Рис. 3. К расчету коммутационных потерь второго варианта сердечника СРМНВ
На рисунке 3 отражены аналогичные зависимости, которые характерны преимущественно для квадратной формы сердечника статора. Так, кривая 1 будет относиться к ступенчатой форме тока в фазе обмотки СРМНВ. В данном случае, пульсации тока будут составлять от 17 и до 32 %. В свою очередь, кривая 2 будет относиться к трапецеидальной форме фазного тока. Пульсации тока в указанной ситуации составляют от 15 до 20 %. Что касается кривой 3, то она будет относиться к синусоидальной форме фазного тока в обмотке. В этом случае пульсации тока составляют от 4 до 10 % включительно [15-18, 21-27].
Вне зависимости от того, какова форма сердечника статора, с позиции достижения максимального электромагнитного момента при минимальных потерях в меди обмотки СРМНВ, наиболее оптимальной является трапецеидальная форма тока в фазных обмотках. В свою очередь, в целях минимизации коммутационных потерь рекомендуется использовать повышенные часторы питающего напряжения, а также квадратную форму сердечника статора, в рамках которой пульсации магнитного потока в 1,5 раза меньше, чем в круглой (традиционной) форме.
Заключение
В результате проведенного исследования можно констатировать, что использование для низкополых трамваев тягового электропривода на базе СРМНВ является оправданным. Так, различные варианты изготовления таких машин с теми или иными относительными диаметрами и длинами активной части в полной мере позволяют применять электропривод во всех возможных компоновках трамвайных тележек.
Одновременно с этим, для того чтобы снизить пульсации электромагнитного момента предлагается использовать трапецеидальную форму тока статора, имеющего шестифазную обмотку. Стоит учитывать, что дальнейшее увеличение числа фаз не даст желательного эффекта в связи с чем, шестифазная обмотка является наиболее оптимальным вариантом. В свою очередь, в целях снижения потерь в роторе и статоре предлагается использовать квадратный статор двигателя, а также трапецеидальное изменение тока в статоре.
В качестве бесспорного преимущества тягового электропривода с СРМНВ выступает технологичность изготовления ротора, характеризующегося массивностью. Такой способ изготовления позволяет не только повысить механическую прочность ротора, но и применять достаточно длинные роторы с малыми диаметрами. Стоит отметить, что малые диаметры электрической машины обеспечивают высокое быстродействие контура регулирования скорости на фоне малой инерционности двигателя.
Литература:
1. Usinin Y.S., Grigorjev M.A., Vinogradov K.M. The electric drive of a tram with an average floor. SAE Technical Papers, 2008, no. 1. DOI:10.4271/2008-01-1828
2. Усынин Ю.С., Электроприводы и генераторы с синхронной реактивной машиной независимого возбуждения / Ю.С. Усынин // Электричество. – 2007. - № 3. – С.21-26;
3. Григорьев М.А., Удельные массогабаритные показатели электроприводов / М.А. Григорьев // Вестник Южно-Уральского государственного университета. – 2013. - № 13. – С.111-117;
4. Усынин Ю.С., Параметрическая оптимизация частотно-регулируемых электроприводов / Ю.С. Усынин // Вестник Южно-Уральского государственного университета. – 2012. - № 37. – С.30-33;
5. Белоусов Е.В., Тяговый электропривод электротранспортных средств / Е.В. Белоусов // Электротехника. – 2017. - № 4. – С.2-5;
6. Белоусов Е.В., Тяговый электропривод автомобиля / Е.В. Белоусов // Электротехника. - 2015. - № –2. – С.53-56;
7. Usinin, U.S. Weight and Dimensional Parameters of a Power Drive for Electrical Vehicle / U.S. Usinin // Powertrains, Fuels and Lubricants Meeting, SFL 2009. - № 15. - Code 90682;
8. Law, D. Design and Performance of Field Regulated Reluctance Machine / D Law // IEEE Transactions on Industry Applications. – 1998. – Vol. 30, no. 5.;
9. Lipo, T. Advanced Motor Technologies: Converter Fed Machines / T. Lipo // IEEE Transactions on Applications. – 1997. – № 7. – P. 204–222.;
10. Weh H. On the Development of Inverter Fed Reluctance Machines for High Power Densities and High Output // Electrical Machines Institute of the Technical University of Brauschweig. – 1984. – Bd. 6. – P. 135 – 144.;
11. Toliyat, H. Five-Phase Reluctance Motor with High Specific Torque/H. Toliyat, L. Xu, T. Lipo//IEEE Transactions on Industry Applications. -1992. -Vol. 28. -№ 3. -P. 559 -667.;
12. Усынин Ю.С., Григорьев М.А., Синхронная реактивная машина / Ю.С. Усынин, М.А. Григорьев // Патент России. – 2012. - № 18.;
13. Горожанкин А.Н. Пульсации электромагнитного момента в электроприводе с синхронным реактивным двигателем независимого возбуждения / А.Н. Горожанкин // Вестник Южно-Уральского государственного университета. – 2013. - № 13. – С.103-110;
14. Усынин Ю.С., Григорьев М.А., Виноградов К.М. Синхронная реактивная машина // Патент России №2346376. 2009. Бюл. №4.
15. Григорьев, М.А. Предельные возможности электроприводов с синхронной реактивной машиной независимого возбуждения / М.А. Григорьев // Вестник ЮУрГУ. Серия «Энергетика». – 2009. – Вып. 12. – № 34(167). – С. 51–55.
16. Горожанкин А.Н. Параметрическая оптимизация электропривода с улучшенными массогабаритными показателями / А.Н. Горожанкин, М.А. Григорьев, А.М. Журавлев, Д.А. Сычев // Электротехника. – №12. – 2015. – С.19–22.
17. Григорьев М.А. Основные положения теории и практики электроприводов с синхронной реактивной машиной независимого возбуждения / М.А. Григорьев, Ю.С. Усынин, А.Н. Шишков // Электротехника. – №12. – 2015. – С.22–26.
18. Усынин Ю.С. Вентильный электропривод с синхронной реактивной машиной независимого возбуждения / Ю.С. Усынин, М.А. Григорьев, А.Н. Шишков // Электротехника. – №3. – 2013. – С.37–43.
19. Беспалов, В.Я. Электрические машины: учеб. пособие для студентов высш. учеб. заведений / В.Я. Беспалов, Н.Ф. Котеленец. – М.: Издат. центр «Академия», 2006. – 320 с.
20. Вольдек А.И. Электрические машины: Учебник для вузов. Л.: Энергия, 1974. – 840 с.
21. Усынин Ю.С. Синтез системы управления электроприводом с синхронной реактивной машиной независимого возбуждения / Ю.С. Усынин, М.А. Григорьев, А.Н. Шишков и др. // Вестник ЮУрГУ. Серия «Энергетика». – 2012. – Вып. 18. – № 37(296). – C. 38–41.
22. Усынин, Ю.С. Силовые цепи вентильных электроприводов с синхронной реактивной машиной независимого возбуждения / Ю.С. Усынин, М.А. Григорьев, К.М. Виноградов // Электротехнические системы и комплексы: межвуз. сб. науч. тр. – Магнитогорск: МГТУ, 2004. – Вып. 8. – С. 13–17.
23. Усынин Ю.С. Частотные характеристики канала регулирования момента в синхронных электроприводах / Ю.С. Усынин, М.А. Григорьев, А.Н. Шишков // Электричество. – 2012. – №4. – С. 54–59.
24. Усынин Ю.С. Развитие частотных методов синтеза электроприводов с синхронными электрическими машинами / Ю.С. Усынин, // Вестник ЮУрГУ. – 2011. – Вып. 16. – №34(251). – С. 21–27.
25. Григорьев М.А. Система управления электроприводом с синхронной реактивной машиной независимого возбуждения / М.А. Григорьев // Электротехника. – №10. – 2013. – С.29–35.
26. Усынин Ю.С. Генераторная установка с синхронной реактивной машиной независимого возбуждения // Вестник ЮУрГУ. Серия «Энергетика». – 2007. – Вып. 7. – №12(84). – С. 37–40.
27. Григорьев, М.А. Электропривод с синхронной реактивной машиной независимого возбуждения / М.А. Григорьев // Известия высших учебных заведений. Электромеханика. – 2013. – № 4. – С. 32–36.
28. Никитин В.В., Безредукторный тяговый электропривод городского рельсового транспорта / В.В. Никитин // Известия Петербургского университета путей сообщения. – 2013. - № 1. – С.31-39;
29. Родионов Р.В., Исследование тягово-энергетических характеристик приводов городского электрического транспорта // Известия Тульского государственного университета (серия: Технические науки). – 2010. - № 3. – С.157-163;