Автореферат (Автоматизированное конструирование авиационных генераторов с постоянными магнитами), страница 3

Разработана аналитическая методика расчета сил магнитного притяжения. Алгоритм расчета прочности роторов представлен на рисунке 13.15Одним из первых блоков в алгоритме является расчет размерной цепи, позволяющий определить наихудшее возможное сочетание размеров деталей и узлов электрической машины. Конечной точкой данного блока расчета является величина минимально возможного немагнитного зазора между ротором и статором и максимально возможного эксцентриситета. Полученная величина минимального немагнитногозазора используется при создании конечно-элементной модели в блоке расчета силыодностороннего магнитного притяжения, а величина максимально возможного эксцентриситета используется для аналитического определения силы одностороннегомагнитного притяжения.При конструировании электрических машинс постоянными магнитами необходим учет силыодностороннего магнитного притяжения, увеличивающей прогиб вала и снижающей критическуючастоту вращения ротора.

Расчет размерной цепиявляется стартовой точкой для выполнения расчетасилы одностороннего магнитного притяжения. Указанная сила обусловлена, главным образом, наличием эксцентриситета между осями ротора и статора.Сила одностороннего магнитного притяжения зависит не только от величины эксцентриситета, но и отчисла полюсов.Для расчета начальной силы одностороннегомагнитного притяжения в электрических машинах спостоянными магнитами автором предлагается методика, основанная на расчете магнитной индукциипод каждым полюсом электрической машины.Предлагаемая аналитическая методика учитывает реальную геометрию многополюсной активРисунок 13 – Алгоритм расчетаной зоны, изменение индукции в рабочем зазоре припрочности роторов.эксцентриситете с учетом потоков рассеяния.

Приэтом распределение магнитной индукции в зазоре описывается выражением (4) ипредставлено на рисунке 14 для четырех полюсов шести полюсного генератора.4BB x   r n sinh hм 1n  n  n sin  sin     sin x  2 2  sinh  n h      n 1, 3  nм N 16(4)На рисунке 16 представлена картина распределения радиальной составляющеймагнитного поля этой машины, определяющая силы магнитного притяжения (рисунок 15) при изменении =x/(p).

Из рисунка видно, что изменение магнитной индукции под полюсами при изменении величины зазора из-за эксцентриситета не велико. Это обусловлено значительным магнитным сопротивлением самих магнитов.Сила магнитного притяжения в генераторах с постоянными магнитами ниже, чем вгенераторах с электромагнитным возбуждением, где она существенно зависит от величины зазора.Удельная сила магнитного притяжения определяется выражением (5), где Вδпредставляется выражением (6).F   B  2  02(5)Рисунок 14 - Нормальная составляющая магнитной индукции под полюсом.Рисунок 15 – Силы магнитного притяжения.Рисунок 16 - Распределение радиальной составляющей магнитного поля.17   B    B       2   (6)Составляющая удельной силы по направлению эксцентриситета (7).Fx    F ( )  cos( )(7)Сила одностороннего магнитного притяжения по оси эксцентриситета представляется выражением (8).2Fx l R   Fx ( )0(8)10где R – радиус расточки якоря.Распределение магнитной индукции в активной зоне шести полюсной машиныпредставлено на рисунке 17.

На рисунке 18 представлен график изменения силы магнитного притяжения по расточке якоря шести полюсной машины.Рисунок 17 - Распределение магнитной индукции вактивной зоне шести полюсной машины.Рисунок 18 – График изменения силы магнитногопритяжения по расточке якоря шести полюсноймашины.Результаты аналитического и конечно-элементного анализа приведены в таблице 2.

Расхождение находится в пределах 5- 10 %.18Таблица 2.Число полюсовсила одностороннегомагнитногопритяжения,кг12,19977,628,101КЭанализ8,41мый методанализ12предлагае-КЭмый метод6предлагае-мый методпредлагае-Алексеева А.Е.метод49,354КЭанализ8,896Расчет установившейся силы одностороннего магнитного притяжения при использовании метода конечных элементов предлагается выполнять по алгоритму,представленному на рисунке 19. Данный расчет состоит из нескольких итераций.Рисунок 19 – Алгоритм расчета силы одностороннего магнитного притяжения.Существенное влияние на прогиб вала и как следствие на критическую частотуоказывает сила от остаточной неуравновешенности ротора, которая может бытьопределена как :Pост  1,0955 10 2 m ротn 2 eстгде m рот - масса ротора, кг;n(9)- частота вращения ротора, об/мин; eст - дисбалансротора, м.Существует несколько традиционных методов определения прогиба вала, который в19дальнейшем используется при расчете критической частоты вращения ротора.

Длясравнения традиционных методов расчета с методом конечных элементов (МКЭ) выполнен расчет критической частоты вращения ротора магнитоэлектрического генератора, рабочая частота вращения которого 8400 об/мин. Результаты расчетов представлены в таблице 3.Таблица 3.Критическаячастота вращения,об/минМетодика с сосредоточеннойнагрузкой,об/мин.Методика сраспределеннойнагрузкой,об/мин.РасчетМКЭ,об/мин.Экспериментальноеисследование,об/мин.38510418402800030240Из таблицы 3 видно, что компьютерные технологии на основе МКЭ за счет использования более совершенных математических моделей позволяют существенно повысить точность расчета критических частот.Проведенные исследования позволяют повысить точность расчетного конструирования многополюсных роторов с постоянными магнитами.В четвертой главе рассматриваются температурные условия работы постоянных магнитов при различных типах бандажей и повышение эффективности охлаждения якоря.На рисунке 20 показана зависимость свойств магнитов SmCo от температуры.Уменьшение величины Нс и Нс’используемой при КЭ анализесоставляет порядка 7%.

Основную роль в нагреве магнитов играют потери в элементах бандажей, обусловленные зубчатостьюстатора. Аналитический расчетэтих потерь, связанных с глубиной проникновения магнитногополя в магнитопроводящую среду достаточно сложен и составляет самостоятельную проблему.В диссертации проведен конечноРисунок 20 – Зависимость характеристик постоянного магэлементный анализ потерь в оснита SmCo от температуры.20новных типах бандажей и разработана методика расчета нагрева постоянных магнитов (рисунок 21).Данная методика позволяет оценитьтемпературу нагрева постоянных магнитов, которая определяет допустимостьприменения выбранной марки магнитовв разрабатываемой конструкции ротораи использовать в электромагнитном расчете генератора характеристики магнитов с учетом их температуры.

Результаты анализа тепловых потерь представлены в таблице 4. Для анализа использовалась немагнитная шихтованная обойма, немагнитная массивная обойма, биРисунок 21 – Алгоритм теплового расчета ротора.металлическая обойма и обойма со слоистой магнитно-немагнитной структурой. При расчете потерь в шихтованной обойме,полагалось, что изоляция между листами идеальная, поэтому поверхностные потеривычислялись в одном листе, а затем были умножены на длину пакета ротора.Таблица 4.ТипобоймыВеличинапотерь, ВтТемпературамагнита, ˚СНемагнитная(шихтованная)Немагнитная(массивная)БиметаллическаяСлоистаямагнитнонемагнитнаяструктура11.88159.75240.650.8382.8173223.5106.7Из таблицы 4 видно, что наибольшие потери возникают в биметаллическойобойме.

Это связано с большой электрической проводимостью материала магнитныхучастков обоймы. Использование в электрической машине ротора с таким типомобоймы требует создания эффективной системы его охлаждения.На повышение температуры постоянных магнитов оказывает влияние такженагрев статора. В работе предложена система охлаждения, которая позволяет понизить температуру статора, повысить допустимую плотность тока в обмотке якоря итем самым увеличить линейную нагрузку генератора и, как следствие, его мощность.21На рисунке 22 представлена конфигурация разработанной системы охлаждения попатенту № 2523018.Рисунок 22 - Конструктивная схема статора синхронной машины с канальной системой охлаждения: 1 –корпус, 2 – магнитопровод, 3 – обмотка, 4 - формирователь потока.Полученные результаты позволяют обеспечить необходимые температурныеусловия работы магнитов.ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ1.Обоснована целесообразность использования многополюсных роторов генераторов с высокоэнергетическими постоянными магнитами в системах электроснабжения постоянного тока повышенной мощности на уровне сотен и более кВА.2.Разработана технология конечно-элементного анализа конструкцийбандажей крепления магнитов, обеспечивающих прочность роторов генераторов.3.Проведен сопоставительный компьютерный анализ тепловых потерьв элементах конструкций крепления магнитов, обусловленных зубчатостью статорадля массивных и шихтованных магнитных и немагнитных бандажей, для обеспечениянеобходимых температурных условий работы редкоземельных магнитов.4.На базе универсальных программ конечно-элементного анализа разработана технология теплового анализа ротора с постоянными магнитами.5.Разработана технология конечно-элементного анализа притяжениямагнитов с учетом размерных цепей и уточнена аналитическая методика расчета силпритяжения многополюсных генераторов.6.На базе современных компьютерных технологий уточнена приближенная традиционная методика проектирования валов сложной конфигурации и повышенной относительной длины, с учетом технологического эксцентриситета ротораи притяжения магнитов, для обеспечения его прочности на изгиб и необходимой кри22тической частоты.7.Разработана интенсивная система охлаждения статора.8.Предложен один из возможных способов уменьшения концентрациимеханических напряжений в обойме ротора.9.На основе проведенных исследований уточнена методика конструирования авиационных генераторов с высокоэнергетическими постоянными магнитами.Основные положения диссертации нашли отражение в следующих научных трудах:1.

Патент № 2516440. Российская Федерация. МПК Н02К 1/27, 1/28, 21/14. Роторэлектрической машины / ОАО «Агрегатное конструкторское бюро «Якорь», Журавлев С. В., Левин А. В., Мисютин Р. Ю., Ситин Д. А., Фокин Ф. А., Хабаров В. А. –опубл. 20.05.2014, Бюл.