авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 |

«Некоммерческое акционерное общество «АЛМАТИНСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ЭНЕРГЕТИКИ И СВЯЗИ» Кафедра _Электроснабжение промышленных предприятий_ Специальность_6М071800 – ...»

-- [ Страница 2 ] --

В связи с изложенным, в последние годы в автономных объектах электроснабжения широкое применение получили бесконтактные генераторы различных конструкций: с вращающимися выпрямителями, индукторные, магнитоэлектрические, комбинированного возбуждения, асинхронные, с внутризамк-нутым магнитопроводом (сексины), каскадного типа и др.

В ряде случаев для ветроэлектроэнергетических установок используются не только серийные генераторы, но и специализированные, разработанные под конкретные установки.

Так на рисунке 3.1 представлен электрический генератор для ветроэлектрического агрегата ВЭ-2 ЦАГИ разработанный под руководством Г. X. Сабинина.

Рисунок 3.1- Электрический генератор для ветроэлектрического агрегата ВЭ-2 ЦАГИ Рассматриваемый генератор предназначен для работы с ветроколесом горизонтального типа. Двухлопастное ветроколесо диаметром 2 м насажено непосредственно на ось генератора переменного тока. Генератор переменного тока имеет неподвижную трёхфазную обмотку, соединённую треугольником. Возбуждение генератора производится восьмиполюсным ротором с постоянными магнитами из алюминиевоникелевого сплава.

Мощность представленного ветроагрегата составляет порядка 150 Вт при скорости ветра м[с. недостатком данного генератора является то, что при соединении обмотки генератора в треугольник на форму кривой э.д.с. будет оказывать большое влияние третья гармоника.

Кроме этого известна разработка НПК «Энергия» (г. Воронеж) ветроагрегат ВЭУ 0,12. мощностью 120 Вт, предназначенный для автономного электроснабжения метеорологического поета. В данной установке использован синхронный генераторе когтеобразным ротором (рисунок 1.3).

Главным достоинством ротора является то, что постоянный магнит защищен магнитомягкими элементами от внешних полей, а его первоначальное намагничивание осуществляется в собранном виде внешним однородным полем. Поэтому степень использования магнита достаточно высокая и рабочие индукции В ~0,6...0,7 Тл. Кроме того, магнит имеет простую форму и расположен вблизи центра ротора, что позволяет реализовать окружные скорости ротора до 8... 10 м/с, поскольку наружные магнитомягкие элементы обладают достаточной механической прочностью.

Рисунок 3.2 - Электрический генератор с когтеобразным ротором для ветроэлектрической установки Недостатки ротора - пониженная степень заполнения его объема постоянным магнитом, опасность отгиба концов когтеобразных выступов из-за центробежных сил, повышенные радиальные размеры. Последнее определяется тем, что машины с таким ротором относятся к классу машин с радиально-осевым потоком и их диаметр должен быть достаточным, чтобы вдоль оси машины мог пройти рабочий поток всех полюсных выступов одной полярности.

Известен также генератор ГСПМ- 0,3, предназначенный для работы в составе ветроэлектрический установки (рисунок 3.3).

Рисунок 3.3 - Электрический генератор для ветроэлектрический станции Это низкооборотный бесконтактный синхронный генератор с возбуждением от постоянных магнитов. Технические характеристики: номинальная мощность, 300 Вт, номинальное переменное напряжение, 29 В, номинальная частота вращения ротора, об/ин, масса, не более 20 кг, габаритные размеры не более 245x161x204 мм. Однако в ней не предусмотрено решение вопроса о работе в широком диапазоне частот вращения.

На рисунке 3.4 представлена конструкция безредукторной ветроэлектрической установки с вертикальным ветроколесом, разработанная в Томском политехническом институте. В рассматриваемой установке использован дугостаторный синхронный электрогенератор. Данный электрогенератор разработан с учётом того, что выходное переменной напряжение с переменной частотой будет подаваться на выпрямитель с последующим вентильно-инверторного типа. Мощность представленного генератора составляет порядка 300 Вт при скорости ветра порядка 8 м/с.

Рисунок 3.4 - Безредукторная ветроэлектрическая установка Идея объединения конструкции ветродвигателя и генератора, по мнению автора, является перспективной. Таким образом, известные на сегодняшний день конструкции специализированных электрогенераторов, предназначенных для работы в составе ВЭУ, либо требуют использования в составе установки мультипликатора, либо являются довольно дорогими и сложными в обслуживании. Главное в них не решается вопрос расширения диапазона частот вращения.

3.2 Электрогенераторы для ветроэлектростанций разработанные в Казахстане Специалистами АУЭС разработан электромеханический преобразователь, состоящий из синхронного генератора и коммутируемого выпрямителя. Преимуществом применения выпрямителя является отсутствие необходимости регулирования частоты вращения.

Максимальная мощность ограничивается перегрузочной способностью генератора.

В качестве синхронного генератора выбран синхронный генератор с когтеобразными полюсами. Этот тип генераторов обладает относительно малым полюсным делением (низкие габаритные и весовые показатели), в нем используется одна катушка для всех полюсов (низкие потери на возбуждение и расход меди на обмотку возбуждения). Величина магнитодвижущей силы не зависит от числа полюсов. Относительно мало сопротивление обмотки возбуждения. Широкое применение такие генераторы нашли в автономных источниках питания (автомобильный, железнодорожный и авиационный транспорт).

Главным требованием к генераторам автономных источников питания является их малая масса. Доля энергии, потребляемой электрооборудованием во много раз меньше мощности вырабатываемой двигателем транспортного средства. Этого добиваются за счет выбора конструкции с минимальным полюсным делением (синхронный генератор с когтеобразным индуктором) и повышения линейной нагрузки. Максимальная плотность тока в обмотке якоря доходит до 40 А/мм2. Такая высокая плотность тока ведет к повышению потерь в обмотках и на охлаждение генератора.

Из-за высокой частоты вращения двигателя, (1000-10000 об/мин в автомобильном транспорте и выше в авиации) полюса генератора подвержены действию высоких центробежных сил. Поэтому полюса и фланцы индуктора изготавливаются монолитными.

Монолитный индуктор обладает и свойствами демпфера в переходных режимах и токоограничителя в режимах превышающих номинальный расчетный. Возникновение вихревых токов объясняется неравномерным воздушным зазором под зубцами и пазами.

Появляется направление для повышения коэффициента полезного действия – уменьшение влияния неравномерного воздушного зазора путем внесения изменений в конструкцию полюсов с демпферной обмоткой и применение полузакрытой формы пазов в сердечнике статора.

Для повышения к.п.д. ЭМП внесены изменения в конструкцию генератора [77-81].

Конструкция синхронного генератора приведена на рисунке 3.5. Синхронный генератор состоит из: статора 1, ротора 2, втулок 3, 4, подшипниковых щитов 5, 6;

клеммной коробки 7, щеточного узла 8. Отличие в выполнении электромеханической части от известных конструкций заключается в выполнении втулки из немагнитного материала. Немагнитные втулки увеличивают магнитное сопротивление между валом и подшипниковыми щитами.

Толщина стенок втулки равна 10 мм.

Ротор генератора изображен на рисунке 3.5. Он состоит из вала 1 и индуктора, который имеет сложную конструкцию и состоит из: сердечников (фланцев) 2 и 3, шихтованных полюсов 4 с демпферными обмотками 5 и одной катушки обмотки возбуждения 6 для всех полюсов. Сердечники индуктора образуют паз для обмотки возбуждения.

4 8 Рисунок 3.5 - Синхронный генератор БНБ-500-16-У2-ВГВ Рисунок 3.6 - Ротор синхронного генератора БНБ-500-16-У2-ВГВ Вихревые токи наводятся только в полюсах (когтях) поэтому сердечники индуктора изготавливаются монолитными и состоят из двух частей. Сердечники индуктора 3, крепятся друг к другу болтами. Демпферная обмотка выполнена из меди в виде рамок. На каждом полюсе (когте) крепится такая рамка. Таким образом, получается своеобразную короткозамкнутую обмотку, состоящая из ряда независимых обмоток. В отличие от принятой монолитной формы выполнения фланцев (сердечников и полюсов), в предлагаемой конструкции индуктора полюса и сердечники изготавливаются отдельно.

Изготовление полюсов шихтованными снижает вихревые токи и токоограничение, тем самым, расширяя рабочий диапазон частоты вращения и мощности.

Генератор вертикального исполнения. В процессе монтажа, наладки и эксплуатации ветроэлектростанции требуются поверочный замер сопротивления обмотки возбуждения, изоляции, проверка наличия сигнала от блока управления. Щеточный узел, расположенный под верхним подшипниковым щитом, более доступен для проведения плановых ремонтных мероприятий. Внутреннее расположение щеточного узла предохраняет его от климатического воздействия.

Конструкция генератора закрытого исполнения, транспортировка не требует специальной упаковки. Расчетный номинальный коэффициент полезного действия 0,95.

Масса генератора не более 800 кг. Удельный расход цветных металлов составил 89,57 кг/кВт, что ниже чем у генераторов с номинальной частотой вращения 500 об/мин с традиционным исполнением индуктора. Основной расход меди у многополюсных, генераторов с традиционным индуктором идет на обмотку возбуждения.

Коммутируемый выпрямитель имеет ряд схем электромеханического преобразователя. Он обеспечивает широкий диапазоном изменения частоты вращения и мощности [29-31].

Обмотка якоря электромеханического преобразователя, выполняется из “аном” параллельных ветвей (1-6) (в частном случае aном=6), каждая из которых подключена к выпрямителю, образуя соответствующее количество “aном” вентильных блоков A-I.

Вентильные блоки подключены параллельно к общей сети постоянного тока (аккумуляторная батарея) через полупроводниковые элементы VD1-VD10, включенные в прямом направлении, кроме внешних выводов крайних блоков, подключенных к сети непосредственно. Между положительными выходами предыдущих и отрицательными выходами последующих блоков включены коммутирующие элементы К1-К5. Выпрямители, элементы VD1-VD10 и К1-К5 образуют коммутируемый выпрямитель.

Коммутирующие и полупроводниковые элементы обеспечивают параллельное, смешанное (параллельно-последовательное), последовательное включение вентильных блоков к сети постоянного тока, то есть выполняют роль ключей. Каждая комбинация включения ключей соответствует определенной ступени коммутируемого выпрямителя, количество которых зависит от числа параллельных ветвей. Количество параллельно и последовательно выключенных ветвей определяется ступенью коммутируемого выпрямителя. Последовательное включение параллельных ветвей (вентильных блоков) равносильно увеличению числа витков и уменьшению сечения обмотки якоря, без применения механических элементов и позволяет использовать для этого относительно малое число коммутирующих элементов. Большее число последовательно включенных параллельных ветвей (меньшее сечение проводников обмотки якоря) используют на меньшей частоте вращения и мощности, что позволяет поддерживать оптимальную для этого режима плотность тока в обмотках генератора. Полупроводниковые элементы требуют меньшего ухода по сравнению с механическими коммутирующими элементами и повышают надежность системы.

Коммутируемый выпрямитель имеет четыре комбинации включения коммутирующих ключей при шести параллельных ветвях, которые обеспечивают последовательное, смешанное (последовательно – параллельное) и параллельное включение ветвей. Каждая комбинация включения называется ступенью. За первую ступень принимается режим, соответствующий работе при высокой скорости ветра. Для удобства описания работы вентильного генератора полупроводниковые элементы изображены в виде коммутирующих элементов (контакторов). На первой ступени коммутирующие элементы К1-К5 разомкнуты, диоды VD1-VD10 включены. Все вентильные блоки A-I подключены параллельно к сети постоянного тока (параллельное включение).

Напряжение на каждом вентильном блоке U1 равно номинальному напряжению на аккумуляторной батарее Uан, поэтому полупроводниковые элементы VD1-VD10 находятся в замкнутом состоянии. Токи вентильных блоков I1-I6 суммируются. Сечения проводников параллельных ветвей обмотки якоря также суммируются. Плотность тока в обмотке якоря будет определяться выражением I наг, (3.5) j S пар а где I наг -ток нагрузки, S пар - сечение провода параллельной ветви, j -плотность тока в обмотке якоря, а -коэффициент ступени.

Он определяется по выражению aном a, (3.6) aпос где аном, апос число параллельных ветвей в номинальном режиме и число последовательно включенных вентильных блоков включенных в работающем режиме соответственно.

При снижении частоты вращения (скорости ветра, нагрузки) система управления переключает ЭМП на вторую ступень. Коммутирующие элементы К1, К3, К5 замыкаются, диоды VD3,VD4, VD7, VD8 открываются, соседние вентильные блоки A с B, C с D и E с I включаются последовательно, что приводит к суммированию их напряжения. Каждая пара создает отдельную группу.

В итоге аккумуляторная батарея подключается к среднему напряжению, полученных вентильных групп. Полупроводниковые элементы VD1, VD2, VD5, VD6, VD9, VD подключаются к точке с большим потенциалом, это приводит к их запиранию.

Последовательное включение вентильных блоков уменьшает сечение параллельной ветви и напряжения на отдельно взятом вентильном блоке в два раза. Происходит своеобразное изменение количества витков в обмотке якоря. Расчет плотности тока на второй ступени, будет определяться выражением (3.6), при а=3. Таким образом, с уменьшением частоты вращения и нагрузки увеличивается число витков обмотки якоря с одновременным уменьшением сечения обмотки якоря. На этой ступени суммируются токи трех параллельных вентильных групп I1, I2, I3.

При дальнейшем снижении частоты вращения коммутирующий элемент К размыкается, а элементы К2 и К4 замыкаются. На третьей ступени последовательно включаются по три вентильных блоков A, B, C и D, E, I, с соответствующим суммированием их напряжения и уменьшением напряжения на отдельно взятом вентильном блоке. При этой комбинации включения полупроводниковые элементы VD5, VD6 замыкаются, а элементы VD3, VD4, VD7, VD8 запираются, аналогично предыдущей схеме включения. Напряжение на каждом отдельно взятом вентильном блоке в три раза меньше напряжения на аккумуляторной батарее. На этой ступени суммируется токи двух полученных групп (I1, I2).

При самой низкой рабочей частоте вращения, соответствующей скорости ветра 3- м/с, коммутируемый выпрямитель переключается на четвертую, последнюю для данного количества параллельных ветвей, ступень. Все коммутирующие ключи К1-К6 замыкаются, производится последовательное включение всех вентильных блоков, диоды VD1-VD запираются, на аккумуляторную батарею подается суммарное напряжение всех вентильных блоков, напряжение на отдельно взятом блоке меньше напряжения на аккумуляторной батарее в шесть раз, все вентильные блоки образуют одну группу.

При повышении частоты вращения генератор работает в обратном порядке.

Из описания работы вентильного генератора следует, что напряжение на каждом вентильном блоке с уменьшением частоты вращения уменьшается, в то время как выходное напряжение сохраняется постоянным. В предложенной схеме вентильного генератора диоды играют роль ключей, обеспечивая переключение вентильных блоков. Следовательно, и диапазон регулирования тока возбуждения, необходимого для поддержания напряжения уменьшается, повышается КПД на низких частотах вращения.

Коммутируемый выпрямитель позволяет ступенчато (дискретно) регулировать напряжение, поэтому для плавного регулирования в системе управления необходимо предусмотреть регулирование током возбуждения внутри ступеней. Количество ступеней (параллельных ветвей) выбирается в зависимости от диапазона изменения рабочей частоты вращения (скорости ветра).

Плавное поддержание напряжения регулированием тока возбуждения снижает надежность пуска при разраженном состоянии аккумуляторной батареи. Поэтому требуется рассмотреть возможность применения разработанной схемы для генераторов с возбуждением от постоянных магнитов.

3.3 Применение Электрогенератора с постоянными магнитами в электромеханическом преобразователе, разработанном в Казахстане Бесконтактные генераторы получили широкое применение в ветроэлектростанциях малой мощности, что объясняется более высоким коэффициентом полезного действия и надежностью. Перечислим причины повышения коэффициента полезного действия.

Во-первых, не потребляют энергии на возбуждение, имеют более высокий коэффициент полезного действия.

Во-вторых, щеточный контакт создает дополнительные электрические и механические потери, что актуально при малой мощности генератора, когда необходима максимальная экономия.

Особенность бесконтактных генераторов – отсутствие подвижных электрических контактов. Отказ от использования щеточных электрических контактов является одним из путей повышения надежности. Перечислим причины повышения надежности.

Во-первых, повышается надежность при работе в нестандартных условиях среды (повышенная влажность или работа в условиях пониженной влажности ухудшает работу щеточного узла).

Во-вторых, щеточный контакт требует дополнительного ухода и сокращает ресурс, что важно при автономном режиме и удаленным расположением ветроэлектростанции.

Применения схемных решений с коммутируемым выпрямителем с дискретным регулированием напряжения и с применением коммутируемых элементов с широтно импульсным режимом работы рассмотрены в работах Бакенова К.А. [26, 27].

Принцип работы коммутируемого выпрямителя предусматривает дискретное поддержание напряжения, что нежелательно для ветроэлектростанции. Дискретное регулирование не может обеспечить оптимальный режим с максимальной выработкой энергии. Условия обеспечения оптимального режима описаны выше, а характеристики ветродвигателя ВРТБ приведены на рисунке 3.5.

Для обеспечения оптимального режима в схему электрогенератора с коммутируемым выпрямителем и возбуждением от постоянных магнитов, нужно внести изменения. Вариант с применением коммутирующих элементов с широтно-импульсным режимом работы описаны в работах [26-30]. Коммутирование постоянного тока параллельных вентильных блоков является тяжелым режимом для коммутирующих элементов. Сложно обеспечить одновременное включение параллельно работающих коммутирующих элементов. Особенно при широтно-импульсном режиме, когда частота включений высока. Поэтому для уменьшения величины коммутируемых токов предлагается модернизировать коммутируемый выпрямитель.

Замена неуправляемых выпрямителей на управляемые обеспечила большую плавность и снизила пульсации выходного напряжения. В управляемых выпрямителях выходная величина напряжения регулируется изменением угла открывания диодов. На рисунке 3.7 приведены временные диаграммы напряжений токов трехфазного мостового выпрямителя при мгновенной коммутации диодов и конечном угле коммутации.

а) - при мгновенной коммутации диодов;

б) – при конечном угле коммутации.

Рисунок 3.7 - Временные диаграммы напряжений токов трехфазного мостового выпрямителя В трехфазном мостовом выпрямителе при мгновенной коммутации и отсутствии регулирования всегда включены два вентиля: один из катодной группы, у которого к аноду приложен наибольший по сравнению с другими вентилями положительный потенциал, и один из анодной группы, у которого к катоду приложен наименьший отрицательный потенциал. Очевидно, что к обоим таким вентилям приложено прямое напряжение и они проводят ток. К остальным вентилям приложено обратное напряжение (определяемое разностью фазных напряжений) и они отключены. Мгновенные значения выпрямленного напряжения ud определяются разностью фазных напряжений включенных вентилей в соответствии с рисунком 3.6а, поэтому периодичность повторяющихся гребней синусоид, формирующих выпрямленное напряжение ud(t), равна 2/6. Например, разность |uA-uB|, определяющая ud, будет одинаковой как при уменьшении uA, так и при нарастании uB в соответствии с рисунком 3.7,б. Благодаря периодичности кривой ud(t), равной 2/6, пульсации, напряжения относительно малы. На рисунке 3.6а приведены также кривые токов вентилей. Вентили работают попарно с перекрытием, т.е. моменты мгновенной коммутации вентилей анодной и катодной групп не совпадают.

Очевидно, что в рассматриваемой схеме каждая группа вентилей анодная и катодная дают равновеликий вклад в среднее выпрямленное напряжение ud и результирующее значение состоит из суммы напряжений uA и uB. Мостовая схема полупроводникового выпрямителя обеспечивает лучшее использование якорной ЭДС генератора, так как каждая фаза в ней работает 2 3 периода (по 1 3 для каждой полуволны напряжения) в отличие от других схем выпрямления.

При наличии управления, т. е. включении вентилей анодной и катодной групп с запаздыванием на угол, среднее значение выпрямленного напряжения снижается. Тогда для идеального случая, открывание диодов происходит мгновенно после поступления сигнала, среднее выпрямленное напряжение выходного напряжения имеет вид 3 Ud U cos. (3.7) Если индуктивное сопротивление Хк конечное и 0, то временные диаграммы напряжений и токов при 0 /3 приобретают вид кривых, изображенных на рисунке 3.6б.

За счет коммутации период включения каждого вентиля увеличивается и становится, (3.8) а не 2 3, как при мгновенном переключении вентилей. Из изложенного следует, что регулирование угла открывания обеспечивает плавное регулирование напряжения и мощности генератора. Диаграммы построены для режимов поддерживающих постоянство тока нагрузки. При работе с ветродвигателем величина токов нагрузки не будут постоянными, а диаграммы кривых напряжений будут аналогичными.

В целом генератор работает следующим образом:

- При номинальной частоте вращения коммутирующие элементы К1 К5 разомкнуты.

Все вентильные блоки (A I) включены параллельно, нагрузка подключена к шести параллельно включенным вентильным блокам.

- При снижении частоты вращения в работу вступают система управления диодами вентильных блоков. Система управления, регулируя угол запаздывания включения диодов, обеспечивает плавное поддержание постоянства величины напряжения и оптимального режима. В рассматриваемой схеме генератор заряжает аккумуляторную батарею. В связи с этим, напряжение на выводах генератора будет равно напряжению аккумуляторной батареи и изменяется незначительно. Регулирование на этой ступени продолжается до тех пор, пока угол задержки достигнет максимально допустимой величины, которая зависит от параметров генератора. Обычно угол запаздывания регулируется в диапазоне до значения 6. В этом режиме угол коммутации вентилей составляет 3. Назовем этот режим первой ступенью.

- При дальнейшем снижении частоты вращения специальный коммутируемый выпрямитель переходит на вторую ступень. На этой ступени замыкаются коммутирующие элементы К1, К3, К5. Аккумуляторная батарея подключается к трем параллельно включенным группам AB, CD и EI, каждая из которых состоит двух последовательно включенных вентильных блоков соответственно. Это дискретное регулирование. Назовем этот режим второй ступенью. Аналогично предыдущей ступени плавное регулирование постоянства напряжения обеспечивается регулирование угла запаздывания открытия диода.

В случае продолжения снижения частоты вращения, специальный коммутируемый выпрямитель переключается на третью, последнюю для данного количества параллельных ветвей ступень. На этой ступени дискретное регулирование производится путем замыкания коммутирующих элементов К1-К5. Аккумуляторная батарея подключается к шести последовательно включенным вентильным блокам. Плавное регулирование производится аналогично предыдущим ступеням.

Приведенные типы синхронных электрогенераторов с постоянными магнитами подвержены размагничиванию реакцией якоря, что требует применения определенных мер по защите магнитов. Некоторые типы магнитов обладают ограниченной механической прочностью. В случае вывода в ремонт требуется отключение всего генератора, что не желательно для потребителей. Поэтому необходимо проведение исследовательских работ по повышению живучести электростанции и надежности электрогенераторов.

3.4 Электрический преобразователь с коммутируемым выпрямителем Реализация схемных решений описаных в разделе 3.3 требует изготовления генератора в Казахстане. Отсутствие электромашиностроительного завода в Казахстане осложняет вопрос по его изготовлению. Поэтому сотрудниками Алматинского университета энергетики и связи был разработан электрический преобразователь с коммутируемым выпрямителем позволяющий разширить диапазон частот вращения при которых генератор с постоянными магнитами обеспечивает минимальное напряжение для зарядки акккумуляторных батарей.

Анализ характеристик синхронного генератора при изменении частоты вращения генератора в широком диапазоне показал, что производительность генератора ограничивается недостаточной величиной напряжения при малых скоростях вращения и возможным перегревом обмоток на высоких скоростях. Также из внешних характеристик (рисунок 2) видно, что на малых скоростях вращения ток нагрузки увеличивается пропорционально частоте вращения, а с увеличением скорости вращения прирост тока нагрузки уменьшается. Следовательно, уменьшается и вырабатываемая мощность. Что делает невозможным обеспечить оптимальный режим согласно рисунку 2. Электромеханический преобразователь состоит из генератора с возбуждением от постоянных магнитов 2 вал, которого вращается с ветродвигателем 1, трансформатор 3, и специального выпрямителя 6.

1 нагрузка инвертор Коммутируемый выпрямитель Рисунок 3.8 - Схема трансформаторно-выпрямительного преобразователя Первичная обмотка трансформатора подключается якорной обмотке генератора, а вторичная обмотка трансформатора, выполненная расщепленной из двух обмоток 4 и 5, каждая из которых соединяется с выпрямительным мостом и образуют вентильный блок.

Вентильный блок включен через полупроводниковый элемент в прямом направлении, а выпрямительный блок подключен к аккумулятору непосредственно. Между отрицательным выходом блока и положительным выходом блока включен коммутирующий элемент КУ.

E,V E E E U=f(I) Uб Uн Рисунок 3.9 - Внешняя характеристика генератора при различных I,A Iк Коммутирующий элемент КУ и полупроводниковые элементы обеспечивают параллельное и последовательное включение вентильных блоков к аккумулятору. Для питания потребителей переменным током к аккумулятору подключается автономный инвертор. На выходе инвертора поддерживается постоянная величина и частота напряжения.

Электромеханический преобразователь работает следующим образом. При высокой скорости ветра, коммутирующий элемент КУ разомкнут, а вентильные блоки подключены к нагрузке параллельно. При снижении скорости ветра, когда напряжение генератора недостаточно для зарядки аккумуляторной батареи, элемент КУ замыкается. Вентильные блоки подключаются последовательно с аккумуляторными батареями. В этом режиме напряжение вентильных мостов суммируются. При повышении частоты вращения генератора схема работает в обратном порядке.

Необходимо отметить, что при повышении частоты вращения напряжение на выводах генератора увеличивается, при ограничении тока нагрузки. Таким образом, генератор с постоянными магнитами может вырабатывать мощность выше номинальной с сохранением работоспособности, так как ток нагрузки не превышает номинальное значение. В данной схеме преобразования энергии ветра достигается широкий рабочий диапазон поддержания заданной величины напряжения при изменении частоты вращения генератора (скорости ветра).

В соответствии с рисунком 3.10 нагрузочные характеристики предлагаемого электромеханического преобразователя при переменной скорости ветра. Как известно, при зарядке напряжение на аккумуляторной батареи по мере зарядке увеличивается. Диапазон изменения напряжения на аккумуляторной батареи составляет около 14%.

Uге КУразомкн КУзамкнут Uген.ma Uген.mi КУзамкнут – нагрузочная генератора приVз1.ma Vз2.mi Vз2.ma КУразомкнут – Vз1.mi замкнутом ключе КУ. V нагрузочная генератора при разомкнутом ключе КУ.

Рисунок 3.10 - Зависимости нагрузочных характеристик ВЭУ при различных скоростях ветра.

Поэтому заряд продолжается от минимальной скорости ветра Vз1min до максимальной Vз1max. Работа при больших скоростях ветра недопустимо, так как может привести к закипанию аккумуляторной батареи. В этом режиме КУ замкнут, и вентильные блоки включены последовательно, а их напряжения суммируются.

Размыкание ключа КУ приводит к изменению нагрузочной характеристики. Так как в этом режиме вентильные блоки включены параллельно, то напряжение электромеханического преобразователя достигает значения Uген.min при большей скорости ветра Vз2min Токи вентильных блоков складываются, т.е. ток нагрузки распределяется между вентильными блоками, что позволяет продолжить работу генератора при большем токи нагрузки.

Для поддержания оптимального режима частота вращения и мощность ветродвигателя изменяется в широком диапазоне. Частота тока генератора тоже меняется пропорционально скорости ветра. Трансформатор является индуктивной нагрузкой, и частота тока увеличивает индуктивное сопротивление первичной нагрузки трансформатора, а вместе с сопротивлением растет и падение напряжения на первичной обмотке. Таким образом, он выступает в роли ограничителя напряжения при существенном росте напряжения.

Для применения данного типа преобразователя требуется провести анализ зависимости характеристик преобразователя от частоты тока поступающего на первичную обмотку.

Выводы по разделу 1. В ветроэлектрических установках в большинстве случаев используют электрические генераторы традиционного исполнения, которые не могут в полной мере обеспечить полноценную работу установок в широком диапазоне изменения частот вращения. Это сказывается на производительности ветроэлектростанции.

2. Казахстанскими учеными получены электромеханические преобразователи, позволяющие ветроэлектростанциям работать в широком диапазоне скоростей ветра. В разработанных электромеханических преобразователях применяются синхронные генераторы с постоянными магнитами. Присущие им особенности сказываются на живучести и надежности ветроэлектростанции.

3. В случае отсутствия возможности изготовления генератора с несколькими параллельными ветвями, можно использовать электрический преобразователь с коммутируемым выпрямителем. Преобразователь состоит из трансформатора с несколькими параллельными ветвями, подключенных к своему выпрямителю, который обеспечивает поддержание напряжения при широком диапазоне изменения частоты вращения генератора.

4. ИССЛЕДОВАНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ С КОММУТИРУЕМЫМ ВЫПРЯМИТЕЛЕМ 4.1 Процессы в трансформаторно-выпрямительного преобразователя и их параметры.

Подробно принцип работы трансформаторно-вентильного преобразователя рассмотрен в работе Бертинова И. []. Общая схема трансформаторно-выпрямительного преобразователя (ТВП) приведена на рис. 4.1. Схема содержит трансформатор Тр, выпрямитель В. Мгновенные значения напряжений и u ( ) и токов i( ) (где t частота смежных фаз непосредственно за выпрямителем) характеризуются кривыми, представленными на рис. 4.1. Момент включения вентиля определяется углом управления, коммутация происходит в пределах угла.

В межкоммутационные периоды ток на входе в выпрямителя (вторичный ток трансформатора) равен выпрямленному току Id, а в период коммутации i2 I d / для включающегося вентиля и i2 I d (1 / ) для отключающегося вентиля, т. е. коммутация считается линейной. Как и для ВГ, кривые u ( ) и i( ) относятся к рабочим полуволнам напряжения для схем с нулевым выводом (n 1) и мостовых схем (n 2). В последнем случае отрицательные полуволны напряжения на рис. 4.2 для простоты не показаны.

Электромагнитные процессы в ТВП идентичны процессам в вентильных генераторах, поскольку в обоих случаях многофазная обмотка (якорная в ВГ или вторичная трансформаторная в ТВП) подключается к выпрямителю. Вместо действующего значения тока ВГ и его полной мощности используются соответственно действующий ток и полная мощность трансформатора ТВП. Некоторые различия расчетных моделей ВГ и ТВП проявляйся в определении коммутационного индуктивного сопротивления, отсутствии реакции якоря и т. п., что учитывается при дальнейшем анализе.

Рис. 4.1. Фазные напряжения и токи ТВП Для анализа ТВП могут применяться следующие базовые соотношения ;

(4.1), (4.2) где ;

m X i arccos( 2 к d ) ;

U d действующее значение вторичного тока трансформатора;

mE2 I 2 - расчетная мощность вторичной обмотки;

Е2 и U2 - действующие значения ЭДС и напряжения вторичной обмотки трансформатора (в U2 учтено коммутационное падение напряжения);

- число используемых полупериодов волны напряжения ( nП 1 для схем с nП нулевой точкой, nП 2 для мостовых схем);

Хк2 -коммутационное индуктивное сопротивление, приведенное ко вторичной стороне трансформатора и включающее в себя индуктивные сопротивления рассеяния первичной ( Х 1' ) и вторичной (Х2) обмоток.

Сопротивление Хк2 равно индуктивному сопротивлению короткого замыкания трансформатора, a kU 2 U 2 / E2.

Уравнения (4.1) и (4.2) позволяют перейти к расчету трансформатора.

Трехфазный стержневой трансформатор в соответствии с рисунком рисунком 3.10, работающий на трехфазный мостовой выпрямитель ( nП 2, m 3 ). На каждом стержне с поперечным сечением a b расположены первичная и вторичная обмотки фаз, заполняющие сечение окна c h.. Реальные зазоры между обмотками, обмотками и сердечником, каналы охлаждения и толщина изоляции учитываются интегрально коэффициентом заполнения окна сердечника проводом k 3, который принимается равным для первичной и вторичной обмоток.

Выбранная модель в большинстве случаев пригодна для приближенного анализа компактных трансформаторов АЭУ средней мощности при средних рабочих напряжениях ( Pd 10...100кВт, U d 10...1000 В ). Плотность тока в обмотках j и их расчетная толщина считаются одинаковыми. Таким образом, после взаимного приведения первичная и вторичная обмотки идентичны. Намагничивающим током, создающим рабочий магнитный поток и ЭДС в обмотках, пренебрегают, так как мощность трансформатора относительно велика, поэтому I1w1 I 2 w2, где w1 и w2 - числа витков обмоток. При сделанных допущениях можно записать I1 jchk 3 / 4w1, I 2 jchk 3 / 4w2 (4.3) Напряжение на выходе вторичной обмотки, подаваемой на выпрямитель, U 2 kU 2 E2 2kU 2 kc fw2 abBm (4.4) где E2 - ЭДС обмотки, * kU 2 1 U 2 1 0,5U * (4.5) - коэффициент, учитывающий падение напряжения в обмотке ( U 2 );

где U U 2 / E2, U ' - полное падение напряжения в трансформаторе, приведенное * ко вторичной обмотке;

kC - коэффициент заполнения сердечника сталью;

f - частота;

Bm - амплитуда индукции в стержне.

Формула (4.5) предполагает равное приведенное падение напряжения на первичной и вторичной обмотках ввиду их идентичности.

S 2 kU2 S, согласно (4.4) и (4.5), Мощность вторичной обмотки S2 mU2 I 2 0,75 2kC k3kU 2 fjBmb c h a 4 (4.6) где b b / a, c c / a, h h / a, * * * Если обмотки трансформатора имеют идентичное соединение, то S1 mUI1 S2 (1 U * ).

Важнейшие параметры трансформатора - индуктивное и активное сопротивления короткого замыкания. Для нахождения X k 2 необходимо вначале определить индуктивное сопротивление рассеяния одной из обмоток. С этой целью выделим произвольный контур L в пределах катушки одной из фаз (рис. 6.3), отстоящий на расстоянии х от внутренней стороны катушки. В предположении, что линии индукции поля рассеяния прямые и сердечник не насыщенный, по закону полного тока H ( x)h jxhk 3, поэтому B( x) o jxk 3 (искривление линий поля учитывается введением в окончательные формулы коэффициента Роговского kR), Выделим элементарный поток рассеяния, создаваемый индукцией В(х):

dФ( х) В( х)dxП где П - периметр прямоугольного контура (горизонтального) шириной dx, охватывающего стержень трансформатора.

Так как первичная и вторичная обмотки считаются идентичными, можно приближенно принять П равным значению среднего периметра границы между смежными катушками П Пср 2{[a (c / 2)] [b (c / 2)]} 2(a b c). Аналогичный подход широко используется в литературе при расчете поля рассеяния цилиндрических катушек в общепромышленных трансформаторах. Элементарное потокосцепление катушки d ( x) w( x)dФ( x), где w( x) jxhk 3 / I. Определяя для одной катушки интегрированием d (x) от 0 до c/4, найдем индуктивность L / I, а затем индуктивное сопротивление рассеяния для вторичной и приведенной первичной обмоток X 2 и X 1'.

Полное индуктивное сопротивление короткого замыкания, приведенное к вторичной обмотке, X к 2 Х 1' X 2 2 X 2 2 0 k R fw2 c * (1 b* c* )a / 3h* (4.7) где kR - коэффициент Роговского, обычно k R 0,93...0,98.

Аналогично, активное сопротивление короткого замыкания трансформатора, приведенное ко вторичной обмотке, (4.8) где pt - удельное сопротивление материала провода при заданной рабочей температуре. Средняя длина витка обмоток принималась равной 2а(1 + b* + с*).

В общем случае при повышенных частотах сопротивления Rk2 и дополнительно зависят от эффектов вытеснения тока, которые учитываются соответствующими коэффициентами. При малом сечении проводов (что может достигаться, в частности, использованием многожильных транспонированных проводов) влияние этих эффектов будет незначительным.

значение, которого тем меньше, чем выше частота и крупнее трансформатор.

Номинальное относительное падение напряжения в трансформаторе можно выразить через относительные значения активного и индуктивного сопротивлений короткого замыкания, приведенных к первичной обмотке:

U ном RK1 cos 2ном Х Л 1* sin 2ном * (4.8), ( R1 R2 ) I1ном / U1ном, Х К1* ( X 1 X 2 ) I1ном / U1ном ' ' где RK 1* (4.9) (1 U * ) kU С учетом запишем RK1* kU 2 RK 2*, X K1* kU 2 X K 2* 2 (4.10) Поэтому U ном kU 2 ( RК 2* cos2 ном Х К 2* sin 2 ном ) * kU 2 Х К 2* (r cos2 ном sin 2 ном ) (4.11) u k u ka u kr, определяемое 2 Относительное напряжение к.з. трансформатора u kr составляющими, с учетом r Rk1* / X k1*, активной и реактивной u ka uka I1ном Rk1 / U1ном Rk1*, ukr I1ном X k1 / U1ном X k1*, выражается в виде u К Z K 1* RK 1* X K 1* kU 2 X K 2* r 2 2 2 (4.12) Следовательно, номинальное относительное падение напряжения U ном uk (r cos2 ном sin 2 ном ) / r 2 * (4.13) Очевидно, что U ном косвенно учитывает также коммутационное падение * напряжения, поскольку в 2 входит угол / Из (4.7), (4.8) и (4.13) следует 12kc b Bm U ном * j (4.14) 20 k3 k R c *2 (r cos 2 ном sin 2 ном )(1 b* c * )a kU Подставляя (4.14) в (4.6), получим с учетом (4.7) 9kc2 fb*2 h* Bm U ном a 3 24 t cos 2 ном 2 * sin 2 ном ) S2 ( (4.15) 0 k R c * (1 b* c* ) 0 k R k3 f c*2 a При незначительном влиянии активного сопротивления, когда r cos 2 sin 2, имеем 12kc kU 2 X k 2*b* Bm j 20 k R k3c*2 (1 b* c* )a (4.16) 0 k R c* (1 b* c* ) S a 9kc2 Bmb*2 h* fkU 2 X k 2* (4.17) 2 U ном kU 2 X k 2* sin2 ном * (4.18) uk kU 2 X K 2* X K 1* (4.19) Активная масса трансформатора складывается из массы стали сердечника Мст и массы провода Мпр:

М тра М ст М пр ст kc a 3b* (3h* 4c* 6) (4.20) 3 пр k3 a 3c * h* (1 b* c * ) где ст и пр - плотности стали и материала провода.

Удельная активная масса трансформатора с учетом (6.11) и (6.12) M тра mтра * 0,5( S1 S 2 ) 0,6[ ст kc b* (3h* 4c* 6) 3 пр k3c*h* (1 b* c* )] (4.21) (2 U ном )kc k з kU 2 fb*c*h* Bm ja * Полная масса M тр и удельная масса трансформатора оценивается соответственно М тр k Kтр М тра mтр kk т mт р,а где k kтр - конструктивный коэффициент, учитывающий р массу изоляции, конструктивных элементов, токопроводов и т.п. Для трансформаторов АЭУ kkтр 1,1...1,3. Если считать, что в (6.31) значение с* может изменяться независимо от dmтра / dc* 0, достигается при * остальных величин, то минимум mтра, согласно условию * сг kc b* (2 h* ) * c прk3 h* ОПГ (4.22).

j const Такая оптимизации, однако, весьма условна, так как при заданных b*, h* и a const, Bm const c*, варьирование может привести к нерациональным, значениям U и uк * ном Если, с другой стороны, зафиксировать uk и выразить ja в (4.21), то для случая r 1, r cos 2ном sin 2ном получим 0,0707 0 R c * (1 b* c * ) 2 *2 * 2 * m C b h fBmuk (2 uk sin 2 ном ) тра (4.23) [ СГ С b (3h 4c 6) 3 пр 3с h (1 b c )] * * * * * * * Bm, uk, f в трансформаторах Из (4.23) становится ясной необходимость увеличения для уменьшения массогабаритных размеров. Повышение допустимых значений Bm до 1,5…1,8 Тл достигается применением высококачественных магнитных сталей;

повышение uk до 0,1 …0,15 возможно благодаря использованию диодных регулируемых выпрямителей или коммутируемого выпрямителя;

повышение f рационально до нескольких килогерц (при более высоких частотах сложно отводить потери от сердечника, резко возрастает роль эффектов вытеснения тока и т. п.). Следует заметить, что зависимость массы от частоты f f f mтра будет менее сильной, чем, поскольку при больших необходимо снижать Вт из за потерь в стали. Кроме того, при больших f будет падать k c, так как должна уменьшаться толщина стальных листов. Потери в проводах обмоток трансформатора pпр j 2 t (M пр / пр ) 3 j 2 t k3c*h* (1 b* c* )a 3 (4.24) В выражении 4.24 переменной величиной является плотность тока j, остальные составляющие этого выражение являются постоянными величинами.

Потери в стали pст k0 p0 Bm ( f / 400)1,5 M СТ (4.25) k0 p0 Bm ( f / 400)1,5 СТ kcb*[3h* 2(2c* 3)]a p0 - удельные потери в стали при f = 400 Гц и Вm=1 Тл;

где k 0 -технологический коэффициент.

Коэффициент полезного действия трансформатора в номинальном режиме S 2 н cos 2 н ст (4.26) S 2 н cos 2 н pпр pст.

Аналогичный анализ можно провести для однофазного трансформатора броневого типа, у которого обмотки размещены на центральном стержне шириной а, а ширина боковых стержней и ярма равна 0,5а. Мощность, масса и оптимальная геометрия однофазного трансформатора определяются соответствующими формулами:

S 2(1) ( / 2 ) fBm jkc k3 kU 2b*c*h*a 4 (4.27) M ТР (1) 2 СТ kc a 3b* (1 c* h* ) 2 ПР k3 a 3c*h* (1 b* 2c* ) (4.28) kc ст b* (1 h* ) * c 2 пр k3 h* опт(1) (4.29) Диоды выпрямителя выбираются по среднему току IV I d / m. Потери в выпрямителе pВ UТ IV N, где UТ - прямое падение напряжения в диоде, N - число диодов. Значение UT зависит от порогового напряжения, дифференциального сопротивления и коэффициента формы тока вентиля.

Активная масса ТВП M a M тра М Т М Д (4.30) где МТ - масса диодов (без системы охлаждения) Удельная активная масса ТВП ma M a / Pd * (4.31) Переход от активной массы к полной массе ТВП в первом приближении может осуществляться с помощью конструктивного коэффициента. Полная масса M kK M a, где значение kK 1 зависит от типа и условий работы и может меняться в широких пределах (например, при использовании сильноточных диодов с воздушным охлаждением значительный вклад в массу ТВП могут давать радиаторы).

Коэффициент полезного действия трансформаторно-выпрямительного преобразователя Pd /( Pd P) (4.32) Р р рпр рв рл рдоб где (4.33) ст где, - потери в дросселе и добавочные потери.

Анализ выражений 4.32, 4.33, 4.25, 4.26, 4.27 показывает, чтопри выборе прараметров трансформаторно-вентильеого преобразователя основными величинами, определяющими характеристики оборудования являются частота, индукция и напряжения короткого замыкания.

Широкий диапазон изменения частоты вращения ветродвигателя и синхронного генератора приведет к соответствующему изменению частоты тока, напряжения и величины напряжения короткого замыкания. Соответственно, будет наблюдается широкий диапазон изменения всех параметров преобразователя в том числе и коэффициент полезного действия.

Все это приведе к изменению внешней характеристики. Для нормальной работы коммутируемого выпрямителя этот фоктор является положительным.

4.2 Влияние частоты на потери в стали Формула 4.25 позволяет выяснить влияния размеров трансформатора на потери в нем. Она полезна в процессе проектирования. Если учесть, что трансформатор уже изготовлен, то такие коэффиценты, как масса стали, удельнык магниные потери и коэффициент трансформатора постоянные величины и формулу можно переписсать ввиде pст k0 p0 Bm ( f / 400)1,5 M СТ kтр Bm ( f / 400)1,5, 2 (4.32) где kтр- коэффициент трансформатора.

При постоянстве индукции в трансформаторе буде происходить изменение потерь. В экспериментальной установке используется синхронный генератор с шестью полюсами.

Если учесть, что частота вращения ветродвигателя изменяется в диапазоне от 100 до об/мин, то частота тока будет меняться в диапазоне от 50 до 300 Гц.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТРАНСФОМРАТОРНО 5.

ВЕНТИЛЬНОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ 5.1 Изготовление опытного образца трансформаторно-вентильного преобразователя Для проведения экспериментальных исследований по проверке идее по созданию электрического преобразователя с изменением коэффициента трансформации, которое позволяет поддерживать выходное напряжение постоянным при снижении напряжения в первичной обмотке, рассчитан трансформатор. Трансформатор изготовлен совместно со студентами четвертого курса Алматинского университета энергетики и связи. Электрический преобразователь проектируется для ветроэлектроустановок с синхронными генераторами с возбуждением от постоянных магнитов Ввиду отсутствия генератора с постоянными магнитами в стенде использовали синхронный автомобильный генератор с электромагнитным возбуждением. Подовая постоянный ток возбуждения моделировался генератор с постоянными магнитами. Также был изготовлен трансформатор. Трансформатор состоит из первичной обмотки на 220 В и двух вторичных обмоток напряжением 16 В.

Размеры сердечника опытного образца трансформатора приведены на рисунке сердечник с размерами, приведенными на рисунке 5.1. Сердечник выполнен из ленточной электротехнической стали типа ПЛ.

65 мм 40 мм 12,5 мм Рисунок 5.1 – Геометрические размеры сердечника.

Сечение размера сердечника составляет Sc а кс в кс 1,25 0,9 4,0 0,9 4,5см 2, (13) где кс 0,9 - коэффициент заполнения стали.

В соответствии со справочником [] рекомендуемая мощность с сечением 4,54 см2 и высотой окна 6,5 см2 составляет S=115 ВА. Напряжение первичной обмотки выбираем равной 220 В, так как в эксперименте для моделирования изменения напряжения используется лабораторный автотрансформатор с номинальным напряжением 220 В.

Напряжение вторичной обмотки выбираем 16 В. Тогда коэффициент трансформации 13,75.

Определяем ток первичной обмотки S I1 0,61 А. (14) U1 220 0, Определяем сечение провода I1 0, S пр 0,17 мм 2. (15) j 3, Выбираем провод ПЭЛ-1 диаметром 0,47 мм и сечением 0,1735 мм2.

Вторичная обмотка выполняется из двух симметричных обмоток. Ток вторичной обмотки с учетом коэффициента трансформации 8,54 А. Поэтому провод для вторичной обмотки выбираем провод диаметром 1,74 мм и сечением 2,378 мм2.

Определяем число витков обмоток трансформатора по выражению [2].

Число витков первичной обмотки определяем по выражению U1 4 5 U 1 1 10 2201 E1 10 100 w1 3218 вит., (15) 4,44 f1 Bc Sc 4,44 f1 Bc Sc 4,44 50 0,65 4, где f1 50 (Гц) – частота питающей сети;

Bc 0,65 (Тл) - индукция в сердечника;

j 3,5 (А/мм2) - плотность тока.

Число вторичной обмотки, состоящей из двух симметричных обмоток (параллельных ветвей) определяются по выражению U 2 4 10 U 2 1 10 161 E2 10 100 w2 222 вит. (16) 4,44 f1 Bc Sc 4,44 f1 Bc Sc 4,44 50 0,65 4, По результатам приведенного расчета изготовлен трансформатор с двумя параллельными вторичными обмотками.

ТР КВ ТР – испытываемый трансформатор, КВ – коммутируемый выпрямитель.

Рисунок 5.2 – Опытный образец трансформатора с коммутируемым выпрямителем.

Расчет комплектующих компонентов выпрямителя в диссертации не приводится.

5.2 Моделирование ветродвигателя В соответствии с требованиями описанными выше следует, что модель ветродвигателя должна иметь возможность широкого диапазоне регулирования частоты вращения и мощности на валу. Наиболее широкое применение в электроприводах получили двигатели постоянного тока и асинхронные двигатели.

5.2.1 Асинхронный двигатель Существует два принципиально возможных метода регулирования частоты вращения асинхронных двигателей [1]: изменением частоты вращения n2 магнитного поля или величины скольжения s. Изменение частоты вращения поля п2, согласно (1.1), осуществляют двумя способами: изменением частоты f1 тока, подаваемого на обмотку статора, или изменением числа полюсов машины 2р. Изменение скольжения s при заданном нагрузочном моменте М=Мн, согласно (4.1), можно осуществить путем изменения питающего напряжения U1, введения в цепь ротора добавочного активного сопротивления (в двигателях с фазным ротором) или подключения обмотки ротора к добавочному источнику электрической энергии с изменяющейся частотой f2 (в двигателях двойного питания и в асинхронных каскадах). При изменении питающего напряжения и введении в цепь ротора добавочного активного сопротивления мощность скольжения sPэм целиком выделяется в цепи ротора в виде теплоты. При подключении обмотки ротора к добавочному источнику электрической энергии мощность скольжения sPэм в основном поступает от этого источника и в цепи ротора теряется только мощность m2 I 2 R2.

Частотное регулирование Этот способ регулирования частоты вращения позволяет применять наиболее надежные и дешевые асинхронные двигатели с короткозамкнутым ротором. Однако для изменения частоты питающего напряжения требуется наличие источника электрического тока переменной частоты. В качестве последнего используют либо синхронные генераторы с переменной частотой вращения, либо преобразователи частоты: электромашинные или статические, выполненные на управляемых полупроводниковых вентилях (тиристорах и транзисторах).


Законы регулирования. Зависимость максимального момента от напряжения и частоты выражается формулой m1U М (5.1) 21C1[ R1 R12 ( X 1 C1 X 2 ) 2 ] ' Подставляя в нее значение 2f 1 при С1,=0, получим p m1U12 p М max (5.2) 4f1[ R1 R12 ( X 1 X 2 ) 2 ] ' или, пренебрегая значением R1 в знаменателе и выражая Х 1 2f1L1 и Х 2 2f1L2, получим ' m1U12 p cU М max 2, (5.3) 4f1 ( Х 1 Х 2 ) ' f где c - постоянный коэффициент.

Отношение моментов Мmax при двух значениях частоты f1 будет равно:

U f M max(1) 1(1) 1(1), (5.4) U f M max(2) 1( 2) 1( 2) где индексы (1) и (2) относятся к различным угловым скоростям.

Исходя из (4), можно получить закон изменения U1 при регулировании частоты f1 в общем виде:

U1( 2) f1( 2) M max(2). (5.5) U1(1) f1(1) M max(1) Если при регулировании частоты вращения требуется, чтобы Мтax на механических характеристиках при любой частоте f1 оставался неизменным (регулирование с постоянным моментом), то из (5) получим U1( 2) f1( 2 ) const. (5.6) U1(1) f1(1) Откуда следует, что для осуществления регулирования с постоянным моментом необходимо изменять напряжение, подводимое к обмотке статора, пропорционально его частоте.

Механические характеристики двигателя при регулировании с Mmax= const даны на рис.

1.2 а.

Если регулирование происходит с постоянной механической мощностью Р2, то момент Мтах должен изменяться обратно пропорционально частоте вращения, а следовательно, и f1:

(1) f1(1) M max(2). (5.7) ( 2) f1( 2) M max(1) Механические характеристики для этого случая показаны на рис. 1.2, б.

Рисунок - 5.3 - Механические характеристики асинхронного двигателя при различных значениях частоты тока статора f1 при М=const (а), Р2 = const (б) Полученные соотношения являются приближенными, так как не учитывают влияния активное сопротивления статорной обмотки на величину максимального момента, что наиболее сильно проявляется при малых частотах. Поэтому при малых частотах и постоянстве отношения напряжения к частоте сети максимальный момент Мтах в зоне малых частот будет уменьшаться, что отражено на рисунке 1.2 а.

При частотном регулировании асинхронных двигателей их энергетические характеристики остаются практически неизменными. Поэтому этот способ регулирования является экономичным. Недостатками частотного регулирования являются громоздкость и высокая стоимость источника питания.

Самый распространенный способ регулирования скорости трехфазных асинхронных короткозамкнутых двигателей - регулирование изменением числа пар полюсов обмотки статора [2,3].

Для этого обмотку статора выполняют так, что переключением групп катушек можно изменить число пар полюсов, или выполняют две отдельные обмотки на статоре на разное число полюсов. Ротор в этом случае делают обычный короткозамкнутый, число полюсов его всегда равно числу полюсов обмотки статора.

Рассмотрим одну фазу двигателя, состоящую из двух катушек, которые могут включаться последовательно и параллельно.

В соответствии с рисунком 1.3а при последовательном включении на статоре образуются две пары полюсов. При параллельном включении образуется одна пара полюсов (рисунок 1.3б). Два полюса обмотки статора можно получить и при последовательном соединении катушек, если поменять местами концы одной из катушек рисунок 1.3б. На схеме показано переключение катушек только для одной фазы двигателя. Применив правило буравчика и рассмотрев образование магнитных полей вокруг проводов обмоток, можно убедиться в том, что при последовательном соединении двух катушек образуется две пары полюсов, а при параллельном одна пара.

а - две пары полюсов, б - одна пара полюсов Рисунок 5.4 – Изменение числа пар полюсов переключением катушек обмотки Для того чтобы при переключении катушек магнитная индукция в стали статора существенно не изменялась, изменяют также схему соединения фазных обмоток. Широкое применение нашла схема двойная звезда - треугольник. Схема приведена на рисунке 1.4. При последовательном соединении катушек фазные обмотки соединяют в треугольник в соответствии с рисунком 1.4.а. При параллельном соединении катушек фазные обмотки соединяют в двойную звезду как изображено на рисунке 1.4б. Для этого точки 4С1, 4С2 и 4СЗ замыкают переключателем, а к точкам 2С1, 2С2 и 2СЗ подводят напряжение сети. Для лучшего представления о соединении обмоток в двойную звезду на рисунке 1.4в изображена та же схема, что и на рисунке 1.4б, но с несколько иным расположением катушек.

Несмотря на сложность конструкции переключателя и увеличение габаритов двигателя, наши заводы выпускают двух-, трех- и четырехскоростные двигатели, например четырехскоростные на синхронные скорости 1500 /1000/ 750/500 об/мин. Поэтому можно подобрать двигатель с нужными параметрами.

Рисунок 5.5 – схема обмотки двухскоростного двигателя при соединении ее в треугольник (а) и двойную звезду (б и в).

Обозначения выводов обмоток сохраняют те же, что и у обычных асинхронных двигателей Сг, С2, С3, с добавлением впереди обозначения вывода цифры, указывающей число полюсов, при котором вывод должен быть подключен к сети. Двухскоростные двигатели серии А имеют 6 выводов на переключатель полюсов, трехскоростные - 9 и четырехскоростные - 12.

Следующий способ - регулирование скорости изменением скольжения применяют в двигателях с фазным ротором. Для этого на место пускового реостата включают регулировочный реостат и, изменяя сопротивление этого реостата, регулируют скорость двигателя. Как известно, с ростом сопротивления реостата в цепи ротора увеличивается скольжение двигателя в соответствии с рисунком 1.5, а с увеличением скольжения уменьшается число оборотов двигателя, согласно [1]. Эта зависимость имеет вид n2 n1 (1 s). (5.8) Этот способ регулирования скорости неэкономичен из-за больших потерь электроэнергии. Поскольку электрические потери в роторе пропорциональны скольжению Рпот=sPэм, то отсюда следует, что при длительном режиме будет, выделятся большое количество тепла. В тоже время потери будут идти на нагрев реостата и в меньшей мере на нагрев ротора. Регулирование скорости изменением скольжения имеет тот недостаток, что при уменьшении нагрузки пределы регулирования скорости снижаются, например, при уменьшении вращающего момента в 2 раза величина скольжения при включении первой ступени реостата s1 будет меньше s3 это видно из рисунка 1.5. Кроме того, из этих же кривых видно, что при изменении нагрузки скорость ротора двигателя будет изменяться, что также является недостатком этого способа регулирования Рисунок 5.6 - Кривые зависимости вращающего момента асинхронного двигателя от скольжения при регулировании скорости изменением скольжения.

Несмотря на указанные недостатки, этот способ регулирования широко применяется, так как он обеспечивает плавное регулирование скорости в широких пределах.

Из приведенного анализа режимов и способов регулирования частоты вращения и момента асинхронных двигателей реализовать физическую модель ветродвигателя возможно, только при применении частотного и реостатного регулирования одновременно. В тоже время это будет сопровождаться с выделением большого количества энергии на реостатах и приведет к загрузке преобразователя.

5.2.2 Двигатель постоянного тока Частота вращения двигателя постоянного тока определяется по формуле U I a ( Ra Rдоб ) n n0 nэ, (5.9) сe где n U ce - частота вращения при холостом ходе;

n Ra Rдоб ce - снижение частоты, обусловленное суммарным падением напряжения во всех сопротивлениях, включенных в цепь якоря двигателя. Следовательно, ей можно регулировать тремя способами:

1) включением добавочного реостата Rдоб в цепь обмотки якоря;

2) изменением магнитного потока Ф;

3) изменением питающего напряжения V.

Включение реостата в цепь якоря.

При включении добавочного реостата в цепь якоря частота вращения с ростом нагрузки уменьшается более резко, чем при работе двигателя без реостата. Это справедливо как для двигателя параллельного возбуждения, так и для двигателя последовательного возбуждения.

Это следует из выражения (9). Очевидно, что данный способ позволяет только уменьшать частоту вращения (по сравнению с частотой при естественной характеристике). Иногда существенным является то обстоятельство, что при включении в цепь якоря значительного сопротивления характеристики двигателя становятся крутопадающими (мягкими), вследствие чего небольшие изменения нагрузочного момента приводят к большим изменениям частоты вращения. Данный способ регулирования скорости требует сравнительно простого оборудования и поэтому часто применяется при пуске двигателя. В тоже время это свойство положительно для моделирования механических характеристик ветродвигателя [3].

Изменение магнитного потока.

Чтобы изменить магнитный поток, необходимо регулировать ток возбуждения двигателя. У двигателей параллельного и смешанного возбуждения для изменения магнитного потока в цепь обмотки параллельного возбуждения указанных двигателей включают регулировочный реостат в соответствии с рисунком 1.6.

Рисунок 5.7 - Схема двигателя с параллельным возбуждением и его моментная и скоростная характеристики Каждому сопротивлению реостата соответствует определенный ток возбуждения, магнитный поток и механическая характеристика, описываемая уравнением I Ra M Ra U U n a n0 n. (5.10) ce ce ce c ce Механические характеристики двигателя параллельного возбуждения при различных магнитных потоках остаются прямолинейными. Они приведены на рисунке 1.7. Меньшим магнитным потокам соответствует большая скорость холостого хода и при постоянном моменте статического сопротивления больший перепад скорости. По мере снижения магнитного потока жесткость механических характеристик несколько уменьшается.


Из-за относительно большой индуктивности обмотки ток возбуждения и магнитный поток при изменении сопротивления изменяются в течение некоторого времени. Поэтому переход с одной механической характеристики на другую при регулировании скорости происходит при изменяющейся скорости в соответствии с так называемыми динамическими характеристиками. Аналогичные рассуждения справедливы и для мягких характеристик двигателя последовательного возбуждения.

Динамическая характеристика может быть построена в результате расчета переходного процесса.

Если установившиеся значения магнитных потоков, соответствующие двум характеристикам, отличаются значительно, то при переходе с одной характеристики на другую могут возникать недопустимо большой ток и момент двигателя.

В двигателях последовательного возбуждения изменить магнитный поток можно тремя способами 1) шунтированием обмотки возбуждения реостатом Rдоб;

2) секционированием обмотки возбуждения;

3) шунтированием обмотки якоря Рисунок 5.8 – Механические характеристики двигателя при различных магнитных потоках Включение реостата Rря, шунтирующего обмотку возбуждения, а также уменьшение сопротивления этого реостата ведет к уменьшению тока возбуждения, а, следовательно, к росту частоты вращения. Для оценки этого способа регулирования существует понятие о коэффициенте регулирования k I ря I a 100%. (5.11) Обычно сопротивление реостата Rря, принимается таким, чтобы kpя 50%. При секционировании обмотки возбуждения происходит отключение части витков. Это уменьшает суммарную индукцию катушки и в результате приводит к уменьшению магнитного потока, что сопровождается ростом частоты вращения.

При шунтировании обмотки якоря реостатом увеличивается ток обмотки возбуждения, что вызывает уменьшение частоты вращения. Этот способ регулирования хотя и обеспечивает глубокую регулировку, является очень неэкономичным и применяется весьма редко.

Изменение питающего напряжения на зажимах якоря.

Данный способ регулирования может быть применен при питании двигателя от специального источника электрической энергии с регулируемым напряжением. В двигателе последовательного возбуждения для регулирования частоты вращения путем изменения питающего напряжения в цепь его якоря включают регулировочный реостат. С увеличением сопротивления этого реостата уменьшается напряжение на входе двигателя и уменьшается его частота вращения. Этот метод регулирования применяется главным образом в двигателях небольшой мощности. В случае значительной мощности двигателя этот способ является неэкономичным из-за больших потерь энергии в реостате.

Кроме того, реостат, рассчитываемый на рабочий ток двигателя, получается громоздким и дорогостоящим. При совместной работе нескольких однотипных двигателей регулировка частоты вращения этим способом осуществляется изменением схемы включения двигателей относительно друг друга. Так, при параллельном включении двигатели оказываются под полным напряжением сети, а при последовательном на каждый из них приходится лишь часть напряжения сети. Такой способ регулирования применяется в электровозах, где устанавливается несколько однотипных тяговых двигателей.

При изменении питающего напряжения от U1 до U2 пропорционально изменению напряжения изменяется только частота вращения при холостом ходе, а уменьшение частоты вращения, обусловленное воздействием нагрузки, при Мн = const остается неизменным n n U 2 U1 или n1 n2 const. (5.12) В связи с этим скоростные характеристики п =f(Ja) и механические характеристики п= f(M) двигателя с параллельным возбуждением представляют собой семейство параллельных прямых.

Скоростные и механические характеристики двигателя с последовательным возбуждением строят аналогично (рис. 10.4, б).

Регулирование частоты вращения двигателя путём изменения напряжения на зажимах якоря обычно ведут «вниз», т. е. уменьшают напряжение и частоту вращения по сравнению с номинальными.

Из описания характеристик двигателя постоянного тока следует, сто использование этого типа двигателя позволяет получать широкий спектр кривых и зависимостей, имитируя работу ветродвигателя.

Применение реостата в цепи якоря и регулирование напряжения питания можно получить требуемые зависимости для имитации ветродвигателя.

5.3 Физическая модель ветродвигателя.

На рисунке 2.1 приведен общий вид физической модели ветродвигателя и электрическая схема стенда. Ветродвигатель и ветер моделируется приводным двигателем ПД, который питается от выпрямителя ВД, подключенного к сети через ЛАТР. Обмотка возбуждения приводного двигателя подключена к сети через выпрямитель ВОВ. Так как, разрабатываемый преобразователь рассчитан на установки с синхронными генераторами на постоянных магнитах, когда нет возможности регулирования магнитного потока, обмотку возбуждения синхронного генератора не регулируется и запитано от сети через понижающий трансформатор ОВГ. Сам синхронный генератор имеет две параллельные обмотки. Для повышения выходного напряжения они соединены последовательно.

ДП ИП ПД – приводной двигатель имитирующий ветродвигатель, ИП – источник питания АТр- автотрансформатор для регулирвоания частоты вращения.

Рисунок 5.9 – Физическая модель ветродвиагателя В стенде используется двигатель постоянного тока П-31М морского исполнения со смешенным возбуждением. Мощность приводного двигателя 2,2 кВт, номинальная частот вращения 1500 об/мин.

Крутизна нагрузочной характеристики двигателя подобрана таким образом, чтобы при номинальном токе нагрузки частота уменьшалась в 2 раза. Такая характеристика соответствует характеристике вертикально-осевого ветродвигателя. Поэтому при номинальном токе нагрузки частота врещения снижается до 750 об/мин.

Сеть ПТр ЛАТР ВД ОВГ ИТр СГ U ДП U ВОВ Рисунок 5.9 – Электрическая схема испытательного стенда Изменение скорости ветра имитируется изменением напряжения подаваемого на выпрямитель ВД.

5.4 Разработка программы испытаний Программа испытаний разработана в соответствии с ГОСТом по проведению испытаний трансформаторов. Испытания составлены с учетом работы на выпрямитель с учетом параллельного включения вторичных ветвей и изменению частоты и значения напряжения питающего генератора.

Программа испытаний:

- снятие характеристик холостого хода без подключения коммутируемого выпрямителя при изменении частоте вращения генератора;

- снятие характеристик холостого хода с подключением коммутируемого выпрямителя при изменении частоты вращения генератора;

- снятие характеристик короткого замыкания без подключения коммутируемого выпрямителя при изменении частоты вращения генератора;

- снятие характеристик короткого замыкания с подключением коммутируемого выпрямителя при изменении частоты вращения генератора;

- снятие нагрузочных характеристик с подключением коммутируемого выпрямителя.

Диапазон изменения частоты вращения составляет 200 до 1500 об/мин. Максимальная величина частоты вращения определялась расчетной частотой синхронного генератора.

5.5 Испытания вентильно-трансформаторного преобразователя Группой студентов с непосредственным участием автора проведены лабораторные испытания вентильнол-трансформаторного преобразователя.

Результаты измерений приведены ниже.

Таблица 1 – Данные экспериментов испытания преобразователя при разомкнутом КУ (параллельное включение вентильных блоков) № U1ф, В U2ф1, В U2ф2, В I1, А I2, А Ud, В 1 220 16,53 16,57 0 0 12, 2 220 16,42 16,44 0,07 0,07 12, 3 220 16,4 16,42 0,09 0,09 12, 4 220 16,35 16,37 0,11 0,11 12, 5 220 16,28 16,29 0,17 0,17 12, 6 220 16,02 16,02 0,5 0,5 12, 1 180 13,75 13,74 0 0 11, 2 180 13,51 13,49 0,05 0,05 10, 3 180 13,49 13,49 0,07 0,07 10, 4 180 13,46 13,46 0,09 0,09 10, 5 180 13,41 13,42 0,12 0,12 6 180 13,1 13,1 0,42 0,42 9, 1 140 10,81 10,83 0 0 7, 2 140 10,61 10,57 0,02 0,02 7, 3 140 10,54 10,53 0,06 0,06 7, 4 140 10,55 10,52 0,09 0,09 7, 5 140 10,53 10,51 0,1 0,1 7, 6 140 10,36 10,35 0,31 0,31 7, 1 100 7,64 7,65 0 0 5, 2 100 7,51 7,49 0,015 0,015 4, 3 100 7,5 7,48 0,03 0,03 4, 4 100 7,46 7,46 0,04 0,04 4, 5 100 7,44 7,45 0,06 0,06 4, 6 100 7,34 7,34 0,22 0,22 4, 1 60 4,5 4,51 0 0 2, 2 60 4,42 4,41 0,01 0,01 2, 3 60 4,41 4,41 0,015 0,015 2, 4 60 4,4 4,39 0,025 0,025 2, 5 60 4,39 4,39 0,035 0,035 2, 6 60 4,33 4,32 0,1 0,1 1, Используя данные измерений, построены внешние характеристики. На рисунке 5.

приведена характеристика электрического преобразователя для 220 В. Характеристики для других режимов в пояснительной записке не приведены.

Из рисунка мы видим, что трансформатор выполнен правильно, токи во вторичных ветвях симметричны. Увеличение нагрузки, приводит к одинаковому снижению напряжения.

U2ф1-U2ф2-Ud, В I1=f(U2ф1) I2=f(U2ф2) 8 I1=I2=f(Ud) 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0, I1-I2, A Рисунок 5.10 - Внешняя характеристика электрического преобразователя, при параллельном включении вентильных блоков для 220 В.

Для проверки повышения при снижении скорости ветра сняты характеристики при последовательном включении.

Таблица 3 – Данные экспериментов испытания преобразователя при замкнутом КУ (последовательное включение вентильных блоков) № U2ф1, В U2ф2, В U2ф2 Ud, В I, А 1 140 10,61 10,6 15,74 2 140 10,4 10,4 15,67 0, 3 140 10,39 10,37 15,47 0, 4 140 10,33 10,33 15,36 0, 5 140 10,22 10,22 15,17 0, 6 140 9,47 9,47 13,32 1, 1 100 7,51 7,5 10,63 2 100 7,41 7,41 10,46 0, 3 100 7,4 7,41 10,43 0, 4 100 7,39 7,38 10,31 0, 5 100 7,35 7,33 10,13 0, 6 100 6,91 6,87 8,98 0, 1 60 4,54 4,53 5,42 2 60 4,42 4,42 5,33 0, 3 60 4,4 4,4 5,23 0, 4 60 4,38 4,38 5,14 0, 5 60 4,35 4,34 4,99 0, 6 60 4,17 4,14 4,36 0, По данным испытаний построены внешние характеристики электрического преобразователя при первичном напряжении 140 В в соответствии с рисунком 9.

U2ф1-U2ф2-Ud, В I=f(U2ф1) I1=f(U2ф2) 8 I=f(Ud) 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1, I1-I2, A Рисунок 5.11 - Внешняя характеристика электрического преобразователя, при последовательном включений вентильных при напряжении генератора 140 В Анализ результатов, приведенных в таблице 2 и 3 показал, что при напряжении на первичной обмотке в 140 В переключение с параллельного на последовательное включение повышает напряжение на выходе выпрямителя в два раза, что подтвердила работоспособность разработки. Разработанная схема позволяет ступенчато регулировать напряжение на выходе преобразователя при снижении напряжения первичной обмотки. Для плавного регулирования требуется дополнительная обмотка регулирования, которая позволит путем регулирования магнитного потока поддерживать постоянство напряжения.

Другим преимуществом параллельного включения на при высоком первичном напряжении (высокой скорости и мощности) распределять ток по двум параллельно включенным вторичным обмоткам, что снизит потери в трансформаторе. При снижении величины первичного напряжения в процессе работы трансформатора, что соответствует меньшей мощности, магнитные потери снижаются. Последовательно-параллельном включение вторичных обмоток позволить уменьшить диапазон регулирования магнитного потока в регулировочной обмотке и в целом повысить КПД.

Также при проведении испытаний и увеличении частоты наблюдалось повышение температуры сердечника трансформатора, что объясняется ростом потерь в сердечнике.

Снижение тока холостого хода, что объясняется ростом индуктивного сопротивления трансформатора.

Выводы по разделу 1. Эксперименты подтвердили работоспособность вентильно-трансформаторного преобразователя;

2. Подтверждена зависимость потерь и индуктивного сопротивления от частоты тока, что может быть использовано в дальнейшем для поддержания постоянства напряжения и использования потерь в стали как источник тепла.

Заключение Выполненные в диссертационной работе исследования позволили сформулировать следующие результаты:

1. Определена перспективность использования ветроустановок в Казахстане и их режимов работы;

2. Из всех известных электромеханических преобразователей большей совместимостью с вертикально-осевыми установками будут работать электромеханические преобразователи с коммутируемым выпрямителем. Они могут обеспечить широкий диапазон частот вращения и поддержание напряжения в нем;

3. Определено влияние изменения частоты тока генератора на характеристики электрического преобразователя с коммутируемым выпрямителем. Рост частоты тока увеличивает потери в стали, индуктивное сопротивление трансформатора и напряжение короткого замыкания, что в свою очередь ведет к ограничению роста напряжения.

4. Предлагаемый электрический преобразователь с коммутируемым выпрямителем адаптирован к работе с генератором на постоянных магнитах, без изменения самого генератора. Предлагаемый преобразователь будет защищать генератора от перегорания.

Список использованных источников 1. www/windenergy.kz// Дорошин Г.А. Перспективы использования ветроэнергетики в Казахстане. Доклад в рамках проекта ПРООН.ГЭФ «Казахстан – инициатива развития рынка ветроэнергии». Алматы, -2006 г.–15 с.

2. Агимов Т.Н. Исследование влияние удаленности и мощности потребителя на выбор систем электроснабжения. Алматы, - 2009 г. – 94с.

3. Голицын М.В., Голицын А.М., Пронина Н.М. Альтернативные энергоносители, М.: Наука. – 2004. – 157 с.

4. Burton Tony. Wind power — Handbooks, by John Wiley & Sons, Ltd Baffins Lane, Chichester West Sussex, PO19 1UD, England. 2001. – 609 р.

5. Фатеев Е.М. Ветродвигатели и ветроустановки. – Государственное издательство сельскохозяйственной литературы, М.:1949.-544 с.

6. Фатеев Е. М.. Ветродвигатели - М.: Машгиз, 1962. - 248 с.

7. Под ред. Д. де Рензо.: Пер. с анг. В 39 под ред. Шефтера Я.И. Ветроэнергетика. – М.: Энергоатомиздат, 1982.-272 с.

8. Андрианов В.Н., Быстрицкий В.Н., Вашкевич А.П., Секторов В.Р., Ветроэлектрические станции. – М.: Госэнергоиздат, 1960.-320 с.

9. Шефтер Я.И., Рождественский И.В. Ветронасосные и ветроэлектрические агрегаты.

– М.: Колос,1967.-376 с.

10. Харитонов В.П. Автономные ветроэлектрические установки. - М.:ГНУ ВИЭСХ, 2006. - 280 с.

11. Закржевский Э.Р. Ветродвигатели для механизации животноводческих ферм.

Государственное издательство БССР.– Минск: Редакция сельскохозяйственной литературы, 1959. – 198 с.

12. Безруких П.П., Безруких П.П. (мл.) Что может дать энергия ветра. Ответ на вопроса. Москва, 2002 г. – 198 с.

13. www.windenergy.kz // Проект Правительства Республики Казахстан и программы развития ООН, Казахстан – инициатива развития рынка ветроэнергии, Министерство энергетики и минеральных ресурсов РК, проект №RAZ/00/G32/A/1G/99. – 2004 г. – 72 с.

14. Ершин Ш.А Разработка и создание ветроагрегата Бидарье с автоматически уравновешивающим устройством мощностью 3-5 кВт рег№: 0197РК01058. –Алматы, - 1997г.

15. Болотов А.В. Использование энергии ветра, перспективы ветроэнергетики Казахстана и мировые тенденции. Научно-технический журнал «Вестник Алматинского института энергетики и связи» - Алматы, - 2008 г. - стр.53-63.

16. Болотов А.В. Технология возобновляемой энергии. Потенциал перспективы освоения неисчерпаемых энергий и возобновляемых энергетических ресурсов. // Энергетика, телекоммуникации и высшее образование в современных условиях: труды 5-ой Международной научно-технической конференции - Алматы, - 2006 г. - стр.153-156.

17. Болотов А.В., Уткин Л.А., Бакенов К.А., Болотов С.А. Электроснабжение удаленных объектов с использованием автономных источников энергии. (Международный опыт и перспективы РК) //Энергетика, телекоммуникации и высшее образование в современных условиях: труды 3-ей Международной научно-технической конференции Алматы, - 2002 г. - стр.28-31.

18. Башкиров В.М., Сидельковский В.С. Энергетические характеристики воздушного потока и регулирования ветроэнергетических агрегатов. // Энергетика, телекоммуникации и высшее образование в современных условиях: труды 5-ой Международной научно технической конференции – АИЭС. Алматы, - 2006 г. - стр.195-198.

19. Болотов А.В. Разработка, изготовление, доведение и испытание опытных ВЭС БОНИ-0,5/6 ШХВ. рег№ 0197РК00952. – Алматы, – 1999г.

20. Зубков Ю., Асинхронные генераторы с конденсаторным возбуждением. – А-Ата, АН Каз.ССР, 1949 г.

21. А.с. №1409774 СССР, МКИ4 F 03 D 5/04. Ветроэнергетическая установка / А.М.Литвиненко (СССР). №4161164/25-06. Заявлено 08.12.86;

Опубл. 1988. Бюл. № 22. А.с. №1409774 СССР, МКИ4 F 03 D 5/04. Ветроэнергетическая установка / А.М.Литвиненко (СССР). №4161164/25-06. Заявлено 08.12.86;

Опубл. 1988. Бюл. № 23. Пат. 2187019 RU, МПК F 03 D 5/04. Ветроэнергетическая установка / A.M.

Литвиненко (РФ), Воронеж, гос. техн. ун-т (РФ). 2001101581/06;

Заявлено 16.01.2001;

Опубл.

2002. Бюл. №22.

24. Пат. 2208700 RU, МПК F 03 D 5/04 Безредукторный ветроагрегат / A.M.

Литвиненко (РФ), Воронеж, гос. техн. ун-т (РФ). 2001129401/06;

Бюл. №20,2003 г.

25. Пат. 2187019 RU, МПК F 03 D 5/04. Ветроэнергетическая установка / A.M.

Литвиненко (РФ), Воронеж, гос.техн.ун-т (РФ). 2001101581/06;

Заявлено 16.01.2001;

Опубл.

2002. Бюл. №22.

26. Болотов А. В., Новокшенов В. С., Бакенов К. А. Генератор БОНИ-НГБ-20 // Энергетика, телекоммуникации и высшее образование в современных условиях: Сборник трудов первой международной научно-технической конференции. Алматы, - 1998. - стр.153 155.

27. Новокшенов В.С., Болотов А.В., Ганага Е.Ф., Бакенов К.А. Вентильный генератор (Предварительный патент РК №8086). – Патентное ведомство РК, бюл. 10.: 15.10. 28. Болотов А. В., Новокшенов В. С., Бакенов К. А. Вентильный генератор для ВЭС // Энергетика, телекоммуникации и высшее образование в современных условиях: Сборник трудов первой международной научно-технической конференции. Алматы, - 1998. - стр.152 153.

29. Балагуров В.А., Галтеев Ф.Ф. Электрические машины с постоянными магнитами. – М.: Энергоатомиздат, 1988.-280 с.

30. Балагуров В.А., Галтеев Ф.Ф., Ларионов А.Н. Электрические машины с постоянными магнитами. –М.-Л.: Энергия, 1964.-480 с.

Материалы международной научно-практической конференции 31.

«Электроэнергетика и приборостроение: современное состояние, перспективы развития и подготовка кадров», посвященной 20-летию Независимости Республики Казахстан, «Электрические преобразователи для ветроэлектрической установки», Бакенов К.А., Смайлов А.С.

32. Альпер Н.Я., Терзян А.А. Индукторные генераторы. М., Энергия. 1970,-192 с.

33. Балагуров В.А. Проектирование специальных машин переменного тока: Учеб.

пособие для студентов вузов.- М. Высш. школа, 1982.-272 с.

34. Жежерин Р.П. Индукторные генераторы. М.:Госэнергоиздат, 1961.-217 с.

35. Шандарова Е.Б. Способы улучшения качества выходного напряжения микроГЭС с автобаластной системой стабилизации: Материалы докладов четвёртого всероссийского н.-т.

семинара «Энергетика: экология, надёжность, безопасность. -Томск, 1998. - с. 36. Шаров B.C. Электромашинные индукторные генераторы, М-Л., Энергоиздат, 1961,- 144 с.

37 Архипов А.Н., Евсин Н.Ф., Коломейцев Л.Ф., Петраков М.Д. Расчёт электромагнитных процессов в трёхфазном индукторном генераторе, работающем на выпрямительную нагрузку // Изв. вузов «Электромеханика» - 1985, №6 - с.34- 38. Архипов А.Н., Евсин Н.Ф., Коломейцев Л.Ф., Петраков М.Д. Расчёт электромагнитных процессов в трёхфазном индукторном генераторе с классической зубцовой зоной // Изв, вузов «Электромеханика» - 1984, №3. - с.29- 39. Архипов А.Н., Архипова Л.И., Евсин И.Ф. Программное обеспечение оптимального проектирования индукторных генераторов повышенной частоты. // Изв. вузов «Электромеханика» - 1989, № 10. - с. 58- 40. Батищев Д.И. Поисковые методы оптимального проектирования. М. «Сов. радио», 1975. - 216 с.



Pages:     | 1 || 3 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.