屈仁英
(1.貴州航天林泉電機有限公司,貴州 貴陽 550008;2.國家精密微特電機工程技術(shù)研究中心,貴州 貴陽 550008)
航空直流起發(fā)電機一般安裝在發(fā)動機附件匣上,當發(fā)動機起動時,它作為電動機驅(qū)動發(fā)動機點火,發(fā)動機點火后,它又作為發(fā)電機向飛機網(wǎng)路供電[1-2]。航空直流起發(fā)電機由于特殊的應(yīng)用環(huán)境,其相較于地面使用的電機具有更高的電、熱、磁和機械負荷。目前,我國采用的系列航空直流起發(fā)電機在發(fā)電過程中,由于為低壓大電流體制,電機額定電流最高可達600 A。在起動過程中,由于起動開始階段電機轉(zhuǎn)速低、電樞電流大,再加上起動過程效率較低、冷卻條件差、電機溫升高,導(dǎo)致?lián)Q向過程極其惡劣,如果存在大的電樞反應(yīng),會增加電機的起動電流、降低電機的起動性能,使得一次起動的蓄電池電容量消耗增大,在發(fā)電狀態(tài)下會降低發(fā)電效率,同時會導(dǎo)致?lián)Q向條件惡劣、換向火花等級大甚至產(chǎn)生環(huán)火,縮短電刷壽命,降低換向可靠性[3-4]。
綜上,航空直流起發(fā)電機換向性能優(yōu)化設(shè)計對減小換向火花、增強電機起動和發(fā)電性能、增加電機的壽命和可靠性具有重要意義,本文將基于經(jīng)典換向理論,通過對換向極繞組匝數(shù)、電刷寬度等進行優(yōu)化設(shè)計,改善航空直流起發(fā)電機的換向性能。
基于經(jīng)典換向理論,換向過程中,存在復(fù)雜的電磁過程,在換向元件中會產(chǎn)生電抗電動勢er[2]:
(1)
其中,β—電刷覆蓋換向器片數(shù);bb—電刷寬度,mm;u′—同槽中并列元件邊數(shù)平均值;Ls—為電樞線部長度,mm;λs—端部繞組漏磁導(dǎo)系數(shù)。
通過減小電抗電動勢er可減小換向火花,改善換向。由式(1)可知,由于λs對主磁場的影響通過電樞反應(yīng)來反映的,故可通過減小電樞反應(yīng)來減小電抗電動勢er。同時當其他參數(shù)確定后,可通過調(diào)整電刷寬度減小電抗電動勢er。
換向極要在換向區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生換向磁場,一方面抵消交軸電樞反應(yīng)的作用,另一方面建立換向區(qū)氣隙磁場[3],即換向極需要與電樞繞組串聯(lián),當并聯(lián)支路數(shù)與補償繞組相等時,換向極繞組的截面積一般與補償繞組相當。
抵消交軸電樞反應(yīng)所需換向極繞組匝數(shù)為:
(2)
其中:N—電樞導(dǎo)體數(shù);p—極對數(shù);Wa—每元件匝數(shù);εk—電樞繞組節(jié)距縮短系數(shù);u—每槽元件數(shù);Z—電樞槽數(shù);a—并聯(lián)支路對數(shù)。
建立換向區(qū)氣隙磁場所需換向極繞組匝數(shù)為:
(3)
其中,Bk—換向極氣隙磁通密度,T;δk—換向極氣隙長度,mm;Kδk—換向極氣隙系數(shù);ak—換向極繞組并聯(lián)支路數(shù)。
則換向極每極匝數(shù)為:
Wk=Wqd+Wi-Wb
(4)
其中,Wb—補償繞組匝數(shù)。
換向極氣隙應(yīng)選擇為主氣隙的1.3~1.6倍,對于超大功率的航空直流起發(fā)電機(如額定發(fā)電功率12 kW、18 kW)和運行條件很惡劣的情況下,可通過調(diào)整換向極附加氣隙來修正由于簡化假設(shè)引起的計算誤差,可通過在換向極與機殼貼合面墊不同片的銅箔實現(xiàn)[5]。
選擇合適的電刷尺寸可優(yōu)化換向性能。根據(jù)式(1),當其他參數(shù)確定后,電刷寬度的設(shè)計應(yīng)注意:
a)電刷寬度bb較小時,則電刷長度較長,需要增加換向器的長度;
b)電刷寬度bb較大時,可以減小換向器長度,同時降低電抗電動勢,改善換向;
c)電刷寬度bb增大有限,bb增加后,β值隨之增加,當β過大時,電抗電動勢er反而增加;
d)電刷寬度bb過大時,β值過大,被電刷短路的元件增加,則電機產(chǎn)生的感應(yīng)電動勢會減小,導(dǎo)致電動狀態(tài)下電樞電流增大;同時電刷作用下的感應(yīng)電動勢總和(火花電壓)會增加,過大的火花電壓會引起電刷火花。
為減少工藝復(fù)雜性,可通過計算機有限元精確計算電機在大負載下的換向特性。通過對電機相關(guān)參數(shù)的估算得到初始參數(shù),再通過有限元仿真分析來優(yōu)化各相關(guān)參數(shù)。本文以某型9 kW航空直流起發(fā)電機為例,對電機的換向極繞組匝數(shù)、電刷寬度進行有限元仿真分析,以優(yōu)化電機的換向性能。電機的主要參數(shù)如表1所示。
表1 電機主要參數(shù)
按照實際使用情況,在仿真分析中,發(fā)電狀態(tài)仿真環(huán)境溫度設(shè)置為65 ℃,電動狀態(tài)環(huán)境溫度設(shè)置為70 ℃。在有限元中建立如圖1所示的電機二維模型。
圖1 仿真模型
分別對換向極繞組匝數(shù)為4、5、6匝的額定發(fā)電性能進行仿真,其電機換向電流的變化如圖2、圖3和圖4所示。從圖中可以看出,過少和過多的換向極繞組匝數(shù)會導(dǎo)致欠補償和過補償,分別造成延遲換向和超前換向,當繞組匝數(shù)為5時,電機接近直線換向,換向性最佳。
圖2 繞組匝數(shù)為4時換向電流波形
圖3 繞組匝數(shù)為6時換向電流波形
圖4 繞組匝數(shù)為5時換向電流波形
分別對電刷寬度(10.6 mm、12.6 mm)的電動性能、發(fā)電性能進行仿真。電動狀態(tài)下,定轉(zhuǎn)速設(shè)置為1350 r/min,輸入電壓為16.5 V。電動性能仿真電磁轉(zhuǎn)矩和電樞電流仿真結(jié)果如圖5和圖6所示??梢钥闯觯娝挾葹?0.6 mm(β=1.87)時電樞電流為782.3 A,電刷寬度為12.6 mm(β=2.18)時電樞電流為802.4 A,電流增加20.1 A,同時電刷寬度為12.6 mm時電磁轉(zhuǎn)矩增加約0.4 N·m。
圖5 不同電刷寬度下電磁轉(zhuǎn)矩
圖6 不同電刷寬度下電樞電流
兩種不同電刷寬度的空載反電勢仿真結(jié)果如圖7所示,負載反電勢仿真結(jié)果如圖8所示,其中轉(zhuǎn)速均為6500 r/min,勵磁電流均為8 A,負載電阻0.1 Ω(以下仿真電刷壓降、電刷傾斜角度設(shè)置均一致)。從圖7可以看出,電刷寬度為10.6 mm時空載反電勢為35.30 V,電刷寬度為12.6 mm時空載反電勢為35.23 V。從圖8可以看出,電刷寬度為10.6 mm時負載反電勢為29.15 V,電刷寬度為12.6 mm時負載反電勢為29.22 V。整體來看,電刷寬度對電機發(fā)電的影響不明顯。
圖7 不同電刷寬度下空載感應(yīng)電動勢
圖8 不同電刷寬度下負載感應(yīng)電動勢
對于該起發(fā)電機,電刷寬度從10.6 mm增加到12.6 mm時,對發(fā)電性能的影響可忽略不計,其主要影響為電動狀態(tài)相同轉(zhuǎn)速下電樞電流增加,但均在額定范圍內(nèi),且電磁轉(zhuǎn)矩有略微提升,通過優(yōu)化電刷寬度,實現(xiàn)了對電機換向性能的優(yōu)化。
為了驗證參數(shù)優(yōu)化對提高電機換向性能的有效性,對優(yōu)化后方案的起發(fā)電機進行起動和發(fā)電性能試驗,并觀察電機的換向火花。
通過對優(yōu)化后的兩臺電機在額定電壓16.5 V、轉(zhuǎn)矩36.5 N·m的電動性能試驗和6500 r/min的額定功率發(fā)電性能試驗進行換向火花觀察,兩臺電機在起動和發(fā)電過程中肉眼均未觀察到換向火花,電機的換向性能優(yōu)良。
通過減小電樞反應(yīng)及合理的電刷設(shè)計,可減小電機的換向電抗電動勢,從而提高電機的換向性能。本文對換向極設(shè)計和電刷寬度選取對電機換向性能的優(yōu)化方法進行了詳細介紹,并通過有限元分析優(yōu)選了電機的換向極繞組匝數(shù)和電刷寬度參數(shù),最后對制造的兩臺電機進行起動和發(fā)電性能測試,試驗過程中未觀察到電機的換向火花,驗證了方法和措施對提高電機換向性能的有效性。