118
ОБОРУДОВАНИЕ
Магнитоэлектрический
двигатель-генератор автономного
мобильного объекта
УДК 621.313:621.318.2
Зубков
Ю
.
В
.,
д.т.н., доцент, профессор кафедры
электромеханики и автомобильного
электрооборудования ФГБОУ ВПО «СамГТУ»
Макаричев
Ю
.
А
.,
д.т.н., профессор, заведующий кафедрой
электромеханики и автомобильного
электрооборудования ФГБОУ ВПО «СамГТУ»
Верещагин
В
.
Е
.,
старший преподаватель кафедры
электромеханики и автомобильного
электрооборудования ФГБОУ ВПО «СамГТУ»
Владимиров
Д
.
А
.,
магистрант кафедры электромеханики
и автомобильного электрооборудования
ФГБОУ ВПО «СамГТУ»
Ключевые
слова
:
постоянные магниты, индуктор, синхронные
машины, SPM, IPM, двигатель-генератор,
автономные энергетические объекты
Одним
из
направлений
совершенствования
энергетических
электроустановок
автоном
–
ных
объектов
является
совмещение
функций
стартерных
(
двигательных
)
и
генератор
–
ных
режимов
работы
в
одной
электрической
машине
.
При
этом
экономятся
расходы
на
активные
и
конструктивные
материалы
совмещенного
электромеханического
преоб
–
разователя
и
силового
полупроводникового
электрооборудования
.
Значительное
сокра
–
щение
массогабаритных
показателей
—
весьма
актуальный
результат
для
большинства
автономных
объектов
(
электромобилей
,
специальных
транспортных
средств
,
систем
электрозапуска
и
генерирования
наземных
газотурбинных
двигателей
).
Использова
–
ние
постоянных
магнитов
с
высокой
удельной
энергией
для
индуктирования
основного
магнитного
потока
в
таких
машинах
делает
это
направление
еще
более
перспективным
.
Однако
ограниченные
возможности
регулирования
потока
постоянных
магнитов
ставят
перед
исследователями
ряд
существенных
проблем
,
связанных
с
особенностями
работы
электрической
машины
в
двигательном
и
генераторном
режимах
.
Требования
по
номи
–
нальному
напряжению
,
частоте
вращения
,
моменту
для
двигателя
и
генератора
могут
различаться
в
несколько
раз
.
В
предлагаемой
статье
рассмотрены
некоторые
аспекты
обеспечения
таких
противоречивых
требований
в
магнитоэлектрическом
двигатель
–
гене
–
раторе
с
различными
типами
конструкции
ротора
и
схемами
обмоток
статора
.
Результа
–
ты
численного
моделирования
электромагнитных
процессов
дают
возможность
сделать
обоснованный
выбор
типа
индуктора
и
схемы
обмотки
.
ВВЕДЕНИЕ
Электрические машины с возбуждением от постоянных маг-
нитов (ПМ) благодаря высоким значениям удельного момента
и энергоэффективности находят все большее распростране-
ние в качестве тяговых двигателей и генераторов в электро-
мобилях, гибридных и специальных транспортных средствах
(ТС), беспилотных летательных аппаратах, дронах и т.д. [1, 2].
Раздельное исполнение двигателя и генератора ведет к росту
расхода активных материалов и массы силового электрообо-
рудования на подвижном объекте. Поэтому в последнее время
большое внимание уделяется разработке электромеханических
преобразователей (ЭМП), выполняющих функции и двигателя,
и генератора в зависимости от режима работы мобильного
объекта [3]. Отсутствие возможности регулирования магнитно-
го потока в зазоре таких машин является серьезной проблемой.
Данное обстоятельство ведет к ограничению диапазона частот
вращения при постоянной мощности на валу в двигательном
режиме работы и трудностям стабилизации выходного напря-
жения в генераторном.
Одним из способов ослабления магнитного потока при регу-
лировании частоты вращения может служить воздействие поля
реакции якоря на основное магнитное поле [4]. Данный способ
регулирования полезного потока имеет, как правило, ограни-
чения по току силового полупроводникового преобразователя
и риска необратимого размагничивания магнитов за счет боль-
шой величины МДС реакции якоря по продольной оси [5]. Для
электрических двигателей с магнитоэлектрическим возбуждени-
ем характерен конфликт: низкая скорость, высокий момент —
высокая скорость, большая мощность. Поэтому велика необхо-
димость управления МДС и потоком в зазоре по продольной оси
119
в соответствии с конкретными требованиями регули-
ровочной характеристики [6]. Не следует забывать,
что с ростом тока якоря увеличиваются и электриче-
ские потери, что негативно отражается на энергоэф-
фективности ЭМП в двигательном режиме работы.
Изменение потока в воздушном зазоре может быть
достигнуто применением импульса тока для перемаг-
ничивания или размагничивания постоянных магни-
тов с малой коэрцитивной силой. Как следствие, их
состояние намагниченности может быть «запомнено»
с помощью импульса тока определенного уровня. По-
добный токовый контроль позволяет уменьшить элек-
трические потери в обмотке до минимума [7].
В последние годы предпринят ряд попыток реа-
лизации принципа регулирования частоты вращения
на основе конструктивных изменений ротора и ста-
тора [8, 16–18]. В [8] предложена конструкция индук-
тора, в которой радиально намагниченные неодимо-
вые ПМ выполняют роль постоянно действующего
источника МДС, а тангенциально намагниченные
ПМ альнико служат регулятором потока. Гибридные
ПМ используются в конструкции тягового двигателя
Toyota Prius 2010, где высококоэрцитивные неодимо-
вые и низкокоэрцитивные ПМ образуют разноимен-
нополюсную структуру [9]. Это позволяет эффектив-
но противодействовать реакции якоря и увеличить
электромагнитный момент за счет подмагничивания
низкокоэрцитивных ПМ неодимовыми. В [10] предло-
жен способ ослабления магнитного потока посред-
ством осевого смещения ротора относительно стато-
ра без воздействия на вектор тока якоря.
Рассмотренные варианты улучшения механи-
ческой характеристики двигателей с магнитоэлек-
трическим возбуждением требуют усложнения кон-
струкции индуктора, применения последовательных
и параллельных методов создания магнитного потока
с использованием различных материалов ПМ. Кроме
этого, применение неодимовых ПМ в высокоисполь-
зуемых машинах не всегда возможно по темпера-
турным ограничениям. Поэтому актуальным являет-
ся изучение и сравнение характеристик ЭМП с ПМ
с традиционной конструкцией индукторов
и использованием самарий-кобальтовых
ПМ, допускающих длительную эксплуата-
цию при температурах до 250–300°С.
Регулирование
частоты
вращения
в двигательном режиме работы и согла-
сование величины магнитного потока при
переходе из двигательного в генераторный режим
можно реализовать в таких машинах посредством
изменения числа параллельных ветвей обмотки или
переключением схемы соединения фаз со «звезды»
на «треугольник» [11]. Далее рассматриваются вари-
анты исполнения индуктора двигатель-генератора
с поверхностным (surface permanent magnet, SPM)
и инкорпорированным (interior permanent magnet,
IPM) расположением ПМ (рисунок 1) и различными
способами соединения параллельных ветвей и фаз
обмотки статора. Последовательное соединение
ветвей обмотки используется на низкой скорости
двигателя для повышения максимального крутящего
момента и форсированного ускорения автономного
ТС. На средних и высоких оборотах ветви обмотки
переключаются на параллельную работу, что увели-
чивает максимальную выходную мощность и энерго-
эффективность машины. Подобного эффекта можно
достичь при последовательном соединении ветвей
обмотки статора переключением схемы соединения
фаз со «звезды» при низких частотах вращения, на
«треугольник» при высоких скоростях и/или перехо-
де в режим генератора.
ТЕХНИЧЕСКИЕ
ПАРАМЕТРЫ
ДВИГАТЕЛЬ
–
ГЕНЕРАТОРА
В качестве объекта исследования был выбран двига-
тель-генератор (ДГ) для автономного ТС специально-
го назначения с повышенными требованиями к энер-
говооруженности бортовой сети. Для сопоставления
параметров и характеристик SPM и IPM конструкций
ЭМП были рассчитаны оба варианта, определены ос-
новные размеры их активной зоны. Для статора вы-
брана распределенная обмотка, что обусловило по-
лучить близкую к синусоидальной кривую напряжения
в генераторном режиме и повысить энергоэффектив-
ность машины за счет сокращения добавочных потерь
от высших гармонических [12]. В таблице 1 приведены
основные технические параметры ДГ с ПМ, а на ри-
сунках 1 и 2 показаны поперечные сечения активной
зоны IPM и SPM двигатель-генераторов и кривые раз-
Табл. 1. Технические параметры вариантов ДГ
Параметр
Единица
изме-
рения
Величина
IPM
SPM
Номинальная мощность
в двигательном режиме
кВт
100
Номинальное фазное
напряжение
В
157
Частота вращения
об/мин
3750
Число полюсов
–
6
Число фаз
–
3
Внутренний диаметр
статора
м
0,135
Воздушный зазор
мм
1,5
3,0
Материал ПМ
–
NdFeB N33SH SmCo КС25ДЦ
Объем ПМ
м
3
6,61 · 10
-4
5,66 · 10
-4
Активная длина
м
0,303
0,282
Рис
. 1.
Поперечное
сечение
ДГ
с
IPM
и
SPM
исполнением
индуктора
: 1 —
магнитопровод
статора
; 2 —
постоянные
магниты
;
3 —
сердечник
ротора
; 4 —
обмотка
статора
4
1
1
IPM
2
3
2
3
SPM
№
3 (66) 2021
120
магничивания материалов ПМ, используемых в ука-
занных ДГ для разных температур.
Влияние температуры на неодимовые ПМ прояв-
ляется в большей степени, нежели на SmCo. При уве-
личении температуры ПМ с 20 до 140°С коэрцитивная
сила SmCo ПМ падает только на 2,6%, а остаточная
индукция — на 5,8%, что указывает на стабильность
энергетических характеристик этих магнитов в диа-
пазоне рабочих температур двигатель-генератора,
определяемом классом изоляции B. Выбор SmCo
ПМ для варианта с поверхностным расположением
магнитов обусловлен более интенсивным тепловым
влиянием со стороны джоулевых потерь в якорной
обмотке на ПМ и, как следствие, более высокой ра-
бочей температурой магнитов.
ДВИГАТЕЛЬНЫЙ
РЕЖИМ
РАБОТЫ
С целью согласования величины ЭДС в двига-
тельном и генератор-
ном режимах работы,
обмотка статора вы-
полнена с переклю-
чаемым числом па-
раллельных ветвей,
что позволило при
низких значениях на-
пряжения и частоты
вращения в двига-
тельном режиме обес-
печить высокий вра-
щающий момент за
счет удвоения (утро-
ения) суммарного се-
чения проводников
якорной обмотки. Для
расширения диапазо-
на частоты вращения,
при котором сохраня-
ется нормально на-
сыщенное состояние
магнитной системы
ДГ, возможно также
переключение схемы
обмотки статора со «звезды» на «треугольник».
Варианты соединения катушечных групп и фаз об-
мотки статора показаны на рисунке 3.
Параметры рабочего режима исследуемого ДГ
при различных способах выполнения статорной об-
мотки приведены в таблице 2.
В двигательном режиме на стадии разгона ТС
важно обеспечить максимальный момент при низ-
кой частоте вращения. Для этого будет оптимальной
схема обмотки «звезда» с последовательным соеди-
нением катушечных групп
a
= 1, показанная на ри-
сунке 4.
АНАЛИЗ
ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ
ПРОЦЕССОВ
С целью определения синхронных индуктивных
сопротивлений по продольной и поперечной осям
было осуществлено решение магнитостатической
задачи для IPM и SPM вариантов исполнения ДГ
[15]. Найденные относительные значения индуктив-
ОБОРУДОВАНИЕ
Рис
. 2.
Кривые
размагничивания
редкоземельных
ПМ
800
400
0
1000
140°С
N33SH
KC25ДЦ
100°С
20°С
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0
600
200
H
c
, кА/м
B
r
, Тл
Рис
. 3.
Варианты
соединения
параллельных
ветвей
и
фаз
обмотки
статора
U
a
a
a
a
a
a
b
b
b
b
½
b
a
=
1
a
=
2
a
=
3
½
b
½
b
½
b
c
c
c
c
c
c
V
W
W
W
W
W
W
V
V
V
V
V
U
U
U
U
U
Табл. 2. Параметры рабочего режима
Способ соединения
Y
,
a
= 1
Y
,
a
= 2
Y
,
a
= 3
,
a
= 1
,
a
= 2
,
a
= 3
Напряжение
U
, В
220
220
220
380
380
380
Ток
I
, А
50
100
150
28,9
57,7
86,6
Частота вращения
n
, об/мин
3750
7500
11 250
3750
7500
11 250
Число последовательных
витков в фазе
24
12
8
24
12
8
Частота напряжения
f
, Гц
187,5
375
562,5
187,5
375
562,5
Рис
. 4.
Соединение
катушечных
групп
в
фазе
обмотки
статора
в
двигательном
режиме
a
=
1
U
1
U
2
121
ных параметров составили: для SPM —
x
*
d
= 0,325,
x
*
q
= 0,318; для IPM —
x
*
d
= 0,775,
x
*
q
= 0,852. Как можно заметить, IPM маши-
ны обладает более низким сопротивлени-
ем по продольной оси, что делает более
эффективным воздействие поля реакции
якоря на состояние магнитной системы
и, как следствие, облегчает возможность
регулирования магнитного потока по про-
дольной оси. Однако данное положитель-
ное качество не означает неоспоримого
преимущества IP конструкции перед кон-
струкцией SP. Для выявления достоинств
и недостатков данных конструктивных
исполнений индукторов ДГ было пред-
принято моделирование установившихся
и динамических процессов двигатель-
ного режима в программном комплексе
Ansys.
МОДЕЛИРОВАНИЕ
СТАЦИОНАРНОГО
ДВИГАТЕЛЬНОГО
РЕЖИМА
Анализ главных характеристик машины
производился в RMxpert по известным раз-
мерам индуктора и зубцовой зоны статора.
Базой расчета в RMxpert служат традици-
онные аналитические зависимости. Ос-
новные параметры синхронного двигателя
в двух конструктивных исполнениях сведе-
ны в таблице 3.
На рисунках 5–7 представлены угловые
характеристики двигателя, полученные
в результате моделирования в RMxpert.
Из рисунка 5 видно, что для конструкции SPM
угол нагрузки в номинальном режиме составляет
SPM_ном
= 51 эл.град., максимальная мощность раз-
вивается при угле нагрузки
SPM_max
= 90 эл.град.
и составляет
P
SPM_max
= 130 кВт. В конструкции IPM
максимальная мощность достигается при большем
значении угла нагрузки
IPM_max
= 105 эл.град. и со-
ставляет
P
IPM_max
= 72,2 кВт. Полученные параме-
тры свидетельствуют, во-первых, о невозможности
обеспече ния режима заданной механической на-
грузки на валу в 100 кВт в IPM конструкции индукто-
Табл. 3. Основные параметры синхронного двигателя
Параметр
Ед.-изм. SPM
IPM
Холостой ход
Индукция в воздушном зазоре
Тл
0,671
0,67
Магнитное напряжение воздушного
зазора
A
1704,8
856
Ток холостого хода
A
108,3
46,5
Потребляемая мощность
Вт
1806
737
Индуктивное сопротивление рассеяния
обмотки
Ом
0,145
0,166
Активное сопротивление обмотки
статора при 180°С
Ом
0,0421 0,0446
Номинальная нагрузка
Ток фазы
A
293,6
237,7
Линейная нагрузка
А/м
99 683 80 718
Плотность тока в обмотке статора
А/мм
2
23,9
19,37
Потери в стали
Вт
427
448
Потери в обмотке
Вт
10893
7559
Полезная мощность на валу
кВт
100
71,8
Потребляемая электрическая мощность
кВт
111,23
79,8
КПД без учета механических потерь
–
0,898
0,899
Момент на валу
Н·м
254,7
182,8
Угол нагрузки
град
51
105,9
Максимальная мощность на валу
кВт
130
71,8
Рис
. 5.
Зависимость
электромагнитной
мощности
от
угла
нагрузки
№
3 (66) 2021
122
ра без увеличения объема ПМ или применения ма-
териала с более высокими значениями магнитной
энергии, во-вторых, о смещении в таком двигателе
режима максимальной мощности в область боль-
ших значений угла нагрузки, что объясняется на-
личием перекрестной связи магнитного потока по
продольной и поперечной осям. Кратность макси-
мального момента для конструкции SPM синхрон-
ной машины составила
k
M
= 1,3.
КПД для сравниваемых конструкций примерно
одинаков, однако для IPM зависимость имеет более
пологий вид, что может быть объяснено тем, что IPM
машина имеет меньшие электрические потери и не
развивает требуемой мощности. Максимум энерго-
эффективности наблюдается для SPM машины при
нагрузке, равной 40% от номи нальной.
МОДЕЛИРОВАНИЕ
ПЕРЕХОДНОГО
ПРОЦЕССА
Анализ переходных процессов в Ansys Maxwell 2D
осуществлялся посредством импорта геометриче-
ских моделей и параметров из RMxpert, необходи-
мых для моделирования переходного процесса на
валу двигателя: момента инерции ротора, момен-
та нагрузки, частоты вращения и т.д. Переходный
процесс по внешнему воздействию в разомкнутой
системе управления заключался в том, что в на-
чальный момент времени при номинальной час-
тоте вращения на вал двигателя подключалась
нагрузка (для машины SPM — номинальный мо-
мент, для IPM — максимальный). Результаты мо-
делирования переходного процесса в виде кривых
электромагнитного момента и частоты вращения
ОБОРУДОВАНИЕ
Рис
. 6.
Зависимость
тока
якоря
от
угла
нагрузки
Рис
. 7.
Зависимость
КПД
(
без
учета
механических
потерь
)
от
угла
нагрузки
123
в Ansys Maxwell Transient представлены на рисун-
ках 8 и 9.
Из полученных зависимостей могут быть найдены
величина перерегулирования и время переходного
процесса, знание которых необходимо для синтеза
системы управления. Переходные процессы в SPM
машине более стабильны: меньше перерегулиро-
вание и время переходного процесса. Кроме этого,
зубцовые пульсации момента в установившемся ре-
жиме в машине SPM ниже, чем в IPM.
ГЕНЕРАТОРНЫЙ
РЕЖИМ
В генераторном режиме от электромеханического
преобразователя требуется максимум электриче-
ской мощности для питания бортовых потребите-
лей и заряда аккумуляторной батареи или емкост-
Рис
. 8.
Переходный
процесс
по
моменту
Рис
. 9.
Переходный
процесс
по
скорости
ного накопителя энергии — суперконденсатора.
В этом режиме частота вращения существенно
выше, чем в двигательном: номинальная часто-
та — 7350 об/мин, максимальная — 11000 об/мин.
Для обеспечения нормального насыщения маг-
нитной системы машины, ограничения величины
фазного тока и электрических потерь в обмотке
статора в продолжительном режиме работы сле-
дует переключить обмотку на соединение в две
параллельные ветви, как показано на рисунке 10.
Принцип коммутации аналогичен переключению
обмотки на другое число полюсов в полюснопере-
ключаемых асинхронных двигателях [13].
С целью сравнения характера и длительности
протекания переходных процессов в генераторном
режиме вариантов исследуемого ЭМП осуществлено
№
3 (66) 2021
124
моделирование электро-
магнитных процессов при
ступенчатых набросах на-
грузки посредством под-
ключения к выводам ста-
торной обмотки активного
сопротивления. Электри-
ческая схема модели по-
казана на рисунке 11.
На рисунках 12 и 13
показаны временные за-
висимости фазных тока
и напряжения в процес-
се подключения к выхо-
ду генератора активной нагрузки, близкой
к номинальной (2,5 Ом) для SPM и IPM
машин соответственно при номинальной
частоте вращения 7350 об/мин. В табли-
це 4 приведены параметры переходного
процесса при номинальной и максималь-
ной частотах вращения. Здесь
U
m
0
,
U
10
,
U
m
,
U
1
— амплитудное и действующее значе-
ния фазного напряжения при холостом
ходе и нагрузке соответственно;
I
1
— дей-
ствующее значение фазного тока. Время
ОБОРУДОВАНИЕ
Рис
. 10.
Соединение
катушечных
групп
в
фазе
обмотки
статора
в
генераторном
режиме
a
=
2
U
1
U
2
Рис
. 11.
Электриче
–
ская
схема
модели
ге
–
нераторно
–
го
режима
Рис
. 12.
Изменение
тока
(
а
)
и
напряжения
(
б
)
в
фазе
SPM
генератора
б)
а)
125
переходного процесса во всех случаях не превы-
шает 1 мс.
Анализ полученных результатов моделирования
показывает следующее:
– амплитуды напряжения SPM и IPM машин при
холостом ходе практически одинаковы, хотя объ-
ем ПМ в SPM варианте на 18% меньше. За счет
расположения ПМ в зазоре даже при большей
в 2 раза его величине энергетика поверхностных
ПМ позволяет получить такое же выходное напря-
жение, как в IPM конструкции;
– действующие значения напряжений отличаются,
причем эта разница возрастает с 9 до 13% при
увеличении частоты вращения от номинальной
до максимальной. Это указывает, во-первых, на
лучший гармонический состав кривой напряже-
ния у SPM машины, во-вторых — на изменение
степени насыщения магнитной системы при раз-
ных частотах вращения;
– если в SPM варианте при переходе к нагрузоч-
ному режиму амплитудное значение фазного
напряжения уменьшается в полном соответ-
ствии с теоретическими канонами, в IPM машине
обратная картина, причем рост напряжения
Рис
. 13.
Изменение
тока
(
а
)
и
напряжения
(
б
)
в
фазе
IPM
генератора
б)
а)
Табл. 4. Характеристики переходного процесса
Частота
вращения
Параметр
Тип машины
SPM
IPM
n
N
U
m
0
, В
362
359
U
10
, В
248,3
270,4
U
m
, В
344
485
U
1
, В
243,5
259,8
I
1
, А
99
109
n
max
U
m
0
, В
539
537
U
10
, В
358,5
406
U
m
, В
487
702
U
1
, В
346,2
388,4
I
1
, А
144
147
весьма значительный, что происходит за счет
действия перекрестной связи между потоко-
сцеплениями якоря по продольной и поперечной
№
3 (66) 2021
126
осям, при этом сильно искажается форма фаз-
ного напряжения;
– SPM генератор имеет более жесткую внеш-
нюю характеристику: номинальное изменение
напряжения
U
* = (
U
10
–
U
1
) /
U
1
· 100% у SPM
машины — 1,9÷3,5%, у IPM — 4,1÷4,5%, мень-
шие величины относятся к меньшей частоте
вращения;
– длительность переходного процесса весьма мала,
а сам процесс имеет апериодический характер.
ТЕХНИЧЕСКАЯ
РЕАЛИЗАЦИЯ
Результаты моделирования двигательного и гене-
раторного режимов работы двигатель-генератора
с магнитоэлектрическим возбуждением были ис-
пользованы при разработке электромеханическо-
го преобразователя для автономного подвижно-
го объекта с электрическим приводом. Кафедрой
электромеханики и автомобильного электрообору-
дования Самарского государственного техническо-
го университета совместно с индустриальным парт-
нером НПО «Шторм» был изготовлен и испытан
двигатель-генератор с индуктором, в котором ПМ
размещены на поверхности ротора (SPM конструк-
ция). Испытания показали соответствие основных
характеристик машины требованиям технического
задания по габаритам, удельной мощности, энерго-
эффективности. Расхождение экспериментальных
характеристик и характеристик, полученных анали-
тически и в результате численного моделирования,
не превысили допустимых пределов. Фотография
опытного образца приведена на рисунке 14.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Проведенное сравнительное исследование уста-
новившихся и переходных процессов двигатель-
ного и генераторного режимов работы ЭМП с маг-
нитоэлектрическим возбуждением и различными
конструктивными исполнениями индуктора позво-
лило сделать следующие выводы:
1. Двигатель с SPM индуктором при сравнимых
объемах ПМ развивает большую максимальную
ОБОРУДОВАНИЕ
Рис
. 14.
Опытный
образец
ДГ
на
испытательном
стенде
НАГРУЗКА
ДГ
мощность на валу, по сравнению с IPM, и имеет
лучшую перегрузочную способность. Для обес-
печения требуемого момента в IPM двигателе
необходимо либо увеличивать объем магнитов,
либо использовать ПМ с большим показателем
удельной магнитной энергии. Энергоэффектив-
ность обоих вариантов примерно одинакова.
2. Динамические процессы в SPM двигателе бо-
лее стабильны и характеризуются меньшими
перерегулированием и временем переходного
процесса. Зубцовые пульсации момента в уста-
новившемся режиме в машине SPM ниже, чем
в IPM.
3. SPM генератор имеет более жесткую внешнюю
характеристику. Обе машины обладают высо-
ким быстродействием по возмущающему воз-
действию — набросу электрической нагрузки
в генераторном режиме работы.
4. Для согласования величин ЭДС, момента и час-
тоты вращения при переходе с двигательного
на генераторный режим работы следует про-
изводить переключение схемы обмотки якоря
с одной на две или более параллельные ветви.
Дальнейшим направлением исследований пла-
нируется проведение уточненных расчетов и чис-
ленного моделирования нестационарного (в режи-
ме двигателя) и стационарного (режим генератора)
тепловых процессов с целью определения критиче-
ских перегревов активных частей ДГ, в том числе
постоянных магнитов.
ЛИТЕРАТУРА / REFERENCES
1. Zhu Z., Liu H., Song T., Zhang Q., Hu
W., Liu W. Performance Evaluation
of a 60 kW IPM Motor for Medium
Commercial EV Traction Application
/ Ces Transactions On Electrical Ma-
chines And Systems, June 2019, vol.
3, no. 2, pp. 195-203.
2. EL-Refaie A.M., Osama M. High
Specifi c Power Electrical Machines:
A System Perspective / International
Conference on Electrical Machines
and Systems (ICEMS) August 11-14,
2017. URL: https://www.research-
gate.net/publication/320251935.
3. Krings A., Monissen Ch. Review and
Trends in Electric Traction Motors for
Battery Electric and Hybrid Vehicles
/ International Conference on Electri-
cal Machines, 2020, Aug. 23-26, Go-
thenburg, pp. 1807-1813.
4. Ronggang N., Dianguo X.,. Gaolin
W, Li D., Guoqiang Z., Lizhi Q. Maxi-
mum Effi ciency Per Ampere Control
of Permanent-Magnet Synchronous
Machines / IEEE Transactions on
Industrial Electronics, 2015, vol. 62,
no. 4, pp. 2135-2143.
5. Zhou Ch., Huang X., Fang Y., Wu L.
Comparison of PMSMs with Diff erent
Rotor Structures for EV Application /
International Conference on Electri-
cal Machines, 2018, Sep. 3-6, Alex-
androupoli, pp. 609-614.
6. Peelegrino G., Vagati A., Gugliel-
mi P. Design Tradeoff s Between
Constant Power Speed Range, Un-
controlled Generator Operation, and
Rated Current of IPM Motor Drives /
IEEE Trans. Ind. Appl., 2011, vol. 47,
no. 5, pp. 1995-2003.
7. Gieras J.F., Wing M. Permanent
Magnet Motor Technology. Design
and Application. Marcel Dekker Inc.,
New York, Basel, 2002. 590 p.
8. Amara Y., Hlioui S., Belfkira R.,
Barakat G., Gabsi M. Comparison of
open circuit fl ux control capability of
127
a series double excitation machine
and a parallel double excitation ma-
chine / IEEE Trans. Veh. Technol.,
Nov., 2011, vol. 60, no. 9, pp. 4194-
4207.
9. Kamiya M. Development of traction
drive motors for the Toyota hybrid
system / IEEE Trans. on Ind. Appl.,
2006, vol. 126, pp. 473-479.
10. Ki-Chan Kim. A Novel Magnetic Flux
Weakening Method of Permanent
Magnet Synchronous Motor for Elec-
tric Vehicles / IEEE Transactions
On Magnetics, Nov., 2012, vol. 48,
no. 11, pp. 4042-4045.
11. Шуйский В.П. Расчет электриче-
ских машин. М.: Энергия, 1968.
732 с.
Shuyskiy V.P. Calculation of electri-
cal machines. Moscow, Energiya
Publ., 1968. 732 p. (In Russian)
12. Li Y., Zhu Z., Wu X., Thomas A.,
Wu Z. Comparative Study of Modu-
lar Dual 3-phase Permanent Magnet
Machines with Overlapping-Non-
overlapping Windings/ IEEE Trans-
actions on Industry Applications,
2019, vol. 55, no. 4, pp. 1-10.
13. Scharfenstein D., De Doncker R.W.
Extended Operating Range of Induc-
tion Machines Using Switched Stator
Windings / International Electric Ma-
chines & Drives Conference (IEM-
DC) 2019, May 12-15, San-Diego,
pp. 97-103.
14. Zubkov Yu.V., Vladimirov D.A. Selec-
tion of Permanent Magnet Material
for Starter Excitation / International
Multi-Conference on Industrial En-
gineering and Modern Technologies
(FarEastCon), 6-9 Oct., 2020.
15. Зубков Ю.В., Чеботков Э.Г. Иден-
тификация параметров синхрон-
ного генератора с возбуждением
от постоянных магнитов методом
численного моделирования маг-
нитного поля // Вестн. Самарского
Гос. техн. ун-та. Сер. Технические
науки, 2015, № 3(47). С. 136–141.
Zubkov Yu.V., Chebotkov E.G. Pa-
rameter identifi cation of synchronous
generator with permanent magnet
excitation system by digital magnetic
fi eld simulation //
Vestnik Samarsk-
ogo Gos. tekhn. universiteta. Seriya
Tekhnicheskiye nauki
[Bulletin of
Samara State Technical University.
Technical Sciences series], 2015,
no. 3(47), pp. 136–141. (In Russian)
16. Ганджа С.А., Ерлышева А.В. Стар-
тер-генератор для автономных
источников электроснабжения //
Вестник ЮУрГУ, 2005, т. 9. С. 84–
86.
Gandzha S.A., Yerlysheva A.V. Start-
er-generator for standalone power
supply sources //
Vestnik YUUrGU
[News of South Ural State Universi-
ty], 2005, vol. 9, pp. 84–86. (In Rus-
sian)
17. Полихач Е.А. Магнитоэлектриче-
ский генератор электротехниче-
ских комплексов малых транспорт-
ных средств. Дисс. …канд. техн.
наук. Уфа: ГОУ ВПО «Уфимский
государственный
авиационный
технический университет», 2009.
135 с.
Polikhach E.A. Magnetic-electrical
generator of electrical facilities of
small transportation means. Ph.D
thesis in Engineering Science. Ufa,
Ufa State Aviation Technical Univer-
sity, 2009. 135 p. (In Russian)
18. Бунаков И.Ю. Совмещенные сис-
темы стартер-генераторов // Мо-
лодежь и наука, 2013, № 3. С. 5.
Bunakov I.Yu. Integrated starter-
generator systems //
Molodezh i na-
uka
[Youth and science], 2013, no. 3,
p. 5. (In Russian)
№
3 (66) 2021
Оригинал статьи: Магнитоэлектрический двигатель-генератор автономного мобильного объекта
Одним из направлений совершенствования энергетических электроустановок автономных объектов является совмещение функций стартерных (двигательных) и генераторных режимов работы в одной электрической машине. При этом экономятся расходы на активные и конструктивные материалы совмещенного электромеханического преобразователя и силового полупроводникового электрооборудования. Значительное сокращение массогабаритных показателей — весьма актуальный результат для большинства автономных объектов (электромобилей, специальных транспортных средств, систем электрозапуска и генерирования наземных газотурбинных двигателей). Использование постоянных магнитов с высокой удельной энергией для индуктирования основного магнитного потока в таких машинах делает это направление еще более перспективным. Однако ограниченные возможности регулирования потока постоянных магнитов ставят перед исследователями ряд существенных проблем, связанных с особенностями работы электрической машины в двигательном и генераторном режимах. Требования по номинальному напряжению, частоте вращения, моменту для двигателя и генератора могут различаться в несколько раз. В предлагаемой статье рассмотрены некоторые аспекты обеспечения таких противоречивых требований в магнитоэлектрическом двигатель-генераторе с различными типами конструкции ротора и схемами обмоток статора. Результаты численного моделирования электромагнитных процессов дают возможность сделать обоснованный выбор типа индуктора и схемы обмотки.
