I.
Forskere, der beskæftiger sig med kontrolsimulering af elektriske køretøjer, har normalt brug for et sæt passende modelparametre til at producere driftsbetingelser på det ønskede område.
Da ethvert sæt parametre muligvis ikke er rimelige, ser de efter et sæt parametre i simuleringen, der hører til en reel motor, eller i det mindste en verificeret model.
Det, de har opdaget, måske ikke opfylder deres krav godt.
Da der kan være en programmeringsfejl i et sæt parametre og arbejdsvilkår, kan de muligvis ikke bemærke en undtagelse fra simuleringsresultaterne.
Så de har brug for nogle designalgoritmer, der blot giver modelparametrene, der kontrollerer simuleringen inden for det krævede omfang af arbejdet.
Der er flere værker af DC-motorisk design [1-3]
induktionsmotor [4-7]
permanent magnetsynkronmotor (PMSM) [8-10]
eller omkring rotoren (WRSM) [11-13]
og to cylindriske [9], [12] og fremtrædende polet [10-11], [13] rotor-typer.
De forklarede gode måder at finde fysisk implementering og fremstillingsparametre og foretaget nogle forbedringer;
De gav imidlertid ikke alle modelparametre, der var egnede til simuleringen, og gav nogle gange ikke engang viklingsmodstanden.
Awebsite leverer nogle computerværktøjer til permanente magneter (PM)
bildesigner [14].
Det beregner fysiske parametre, inklusive de fleste af de parametre, der kræves til online enkel model -simulering.
Værktøjerne spørger imidlertid brugeren om nogle af indstillingerne, som ikke er kendt for uerfarne brugere, selvom der leveres forklarende billeder.
Derudover kan brugeren ikke starte direkte fra de grundlæggende krav til driftsforhold såsom strøm, spænding, hastighed og effektivitet.
Selvom der er prisværdige værktøjer og algoritmer i motorisk design, er de eksisterende værktøjer og algoritmer i litteraturen ikke egnede til forskere til hurtigt at få enkle modelparametre inden for det krævede arbejdsområde.
Jeg vil ikke udvide referencelisten, fordi undersøgelsen, der forklarer designmetoderne, der er egnede til forskerens kontrol over simuleringens formål, er helt klart en alvorlig mangel i litteraturen.
Denne artikel hjælper forskere med at generere deres egne bevægelsesparametre baseret på de driftsbetingelser, de forventer.
Den foreslåede algoritme er velegnet til DC -servomotorer, induktionsmotorer og synkrone motorer med PM eller snoede rotorer af konveks eller cylindrisk type samt transformatorer.
Dette er en anden designalgoritmer baseret på standarder, der er helt forskellige fra fysiske designstandarder [15-16],
fordi det foreslås med henblik på simulering og beregning.
For at illustrere, at dette design også kan give nogle udtalelser om værdierne af fremstillingsparametre, herunder Transformer -algoritmen.
Selvom de fleste formler er gode.
Som vi alle ved, skal det understreges, at bidrag ikke bør undervurderes, og at det mest usandsynligt vil nå et sæt parametre, der opfylder kravene uden at følge særligt organiserede trin og kontrolantagelser.
Min strenge litteraturundersøgelse resulterede ikke i at finde en algoritme, der opfyldte de grundlæggende krav til \ 'arbejdskraft, spænding, hastighed og effektivitet \' til DC -servo, induktion, synkrone motorer.
Som induktionsmotor og projektion
har den polære synkronmotor en detaljeret algoritme, som er det vigtigste bidrag i dette papir.
Som det vil blive beskrevet, kan disse algoritmer også bruges, når de gives kravene i generatortilstand.
Som antaget af de fleste modeller ignoreres kernetab, forsinkelse, mætning og armaturaktionsroller her.
Modellen, der bruges af AC-motoren, er baseret på 3-fase [
venstre og højre pile2fase (DQ)
-transformation svarende til amplituden af den fasevariabel, der hovedsageligt anvendes i litteraturen.
Disse algoritmer er baseret på nogle præferencer, da ethvert særligt valg af kontrolmetoder og vilkårlige antagelser kan prioriteres under designprocessen for at imødekomme de krævede driftsbetingelser.
For enkelheds skyld er de fleste af algoritmeformlerne angivet i tabellen.
Modeller gives derefter i paradigmet for differentialligninger, som er klar til at blive simuleret med solverprogrammet. Ii.
DC Servo Motor Design.
Teorien, der har været (t)
derivater, ændres til nul, elektriske og mekaniske ligninger i stabil tilstand [17]
bliver motoren [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (1) [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (2),
hvis de multipliceres [i. sub. A] og [Omega]
hvor er parametrene 【R. sub. a] og [L. sub. a]
modstand og induktans af anker, [k. sub. B]
er det bageste potentiale eller drejningsmomentkonstant, [b. sub. f]
er friktionen konstant og [J. sub. i] er inertien;
Og variabler [v. sub. a] og [i. sub. A]
spænding og strøm af den påførte vikling, [omega]
vinkelrotorhastighed i [rad/s] t. sub. L]
er det belastningsmoment, [s. sub. i] og [P. sub. o]
input og udgangseffekt, [s. sub. m]
er det mekanisk og elektrisk kraft, 【p. sub. Cu] og [P. sub. f]
Det er tabseffekten forårsaget af henholdsvis viklingsmodstand og friktion.
Modellen har 5 parametre, men 2 af dem er [L. sub. a] og [J. sub. Jeg]
, der er ingen indflydelse i en stabil tilstand.
Derudover er der 2 uafhængige variabler, 【v. sub. a] og [T. sub. L].
Derfor kan vi have 5 krav til stabil tilstand og 2 krav til kortvarig, som er den elektriske og mekaniske tidskonstant, der er bestemt [L. sub. a] og [j. sub. henholdsvis]. B.
algoritme, og giv et eksempel på algoritmen af kravene i tabel I
tredje, de fleste af dem er baseret på strømelementdiagrammet (1)-(2)
, for nogle andre krav kan det simpelthen ændres.
F.eks. I hver ([v. Sub. A], [i. Sub. A], [P. Sub. I]), ([P. Sub. O], [s. Sub. I], [eta]), ([T. sub. L], [P. sub. O], n), ([k. Sub. Ml], [P. sub. Tab], [s. Sub. F]), ([R. Sub. A], [L. Sub. [[Tau]
.
Hvis kernetabet ikke ignoreres, skal det også trækkes fra [P. sub. tab]
ved beregning [P. sub. Cu].
Driftsværdierne i tabel II og parametrene i tabel III er følgende simulering af DC-servomotormodellen [verificeret nøjagtigt] 17]: [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (3) III.
Induktionsmotordesign.
Feltorienteret kontrolteori (FOC)
I tilfælde af en rotor kortslutning vil det blive overvejet, hvor rotormagnetisk feltforbindelsesvektor og D-akse.
Derudover foretrækkes minimumsstatorens RMS -strøm til lige drejningsmoment.
Da alle derivater bliver nul ved stabil tilstand,
bliver den elektriske ligning [18] statoren og rotoren [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (4) [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (5) hvor [? ? ] og [[psi]. sub. r] = [[psi]. sub. rd]+ j [[psi]. sub. rq] = [l. sub. r] [i. sub. r]+[mi. sub. S]
kompleks statorspænding, strøm og magnetisk flux og referenceramme med hensyn til roterende ved enhver elektrisk vinkelhastighed, er rotoren [[Omega]. sub. g]; [R. sub. S], [L. sub. S], [R. sub. r] og [L. sub. r]
statormodstanden og induktansen såvel som henholdsvis rotormodstanden og induktansen;
Induktansen mellem statoren og rotoren og [[omega]. sub. r]
det er rotorens elektriske hastighed.
Med valget [[Omega]. sub. g] tilfredsstillende [[psi]. sub. rq]
foc = 0, fra (4)-(5) eller [19], vi får [[psi]. sub. rd] = [mi. sub. SD]
i en stabil tilstand. I betragtning af [[psi]. sub. r] = ([L. sub. r]/m) ([[Psi]. Sub. S]-[Sigma] [l. Sub. S] [i. Sub. S])
stabil tilstandsværdi [[[psi]. sub. sq] = [Sigma] [l. sub. s] [i. sub. sq]], [[Psi]. sub. sd] = [l. sub. s] [i. sub. SD]] (6)
Implementering, som [Sigma] = 1 -[m. Sup. 2]/([l. Sub. S] [l. Sub. R])
er lækagekoefficienten. Derefter (4) bliver [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (7)
i en stabil tilstand.
Multiplicer med begge sider (3/2) [[i. sub. SD] [i. sub. Sq]]
fra venstre [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (8) hvor [P. sub. i]
stator input power og [P. sub. Cust]
er statorens modstandstab.
[Valg]
Ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (9) kræfter [[PSI]. sub. RQ] [højre pil]
Hurtig 0 i henhold til den elektriske tidskonstant for Therotor [[Tau]. sub. r] = [l. sub. r]/[r. sub. r], og gør (8) [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (10)
Et andet vilkårligt valg er vinklen i i forhold til D-
aksen i referencerammen, ikke nødvendigt at pålægge kravene til [[PSI]. sub. Rd].
Det rimelige valg for denne vinkel er 45 [grader], dvs. [i. sub. SD] = [i. sub. SD]
Maksimal mekanisk og elektrisk drejningsmoment 【T. sub. e]
til en vis grad [? ? ] Siden [T. sub. e]
proportional [i. sub. SD] [i. sub. SQ]
på grund af valget 【[PSI]. sub. rq]
= 0, lad også [[omega]]. sub. g] = [[omega]]. sub. S]
, synkron hastighed i elektriske rad/s
med andre ord, dette valg giver en vis grad [T. sub. e]
opnået ved minimumsniveauet for statoren RMS -strøm. Derefter fra (9) og (10), [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (11)
hvor er S?
Du kan se fra den enkeltfaseækvivalente
kredsløb for induktionsmotor uden kernetab i stabil tilstand, [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (12)
og ifølge (9), valget [i. sub. SD] = [i. sub. SD] forekommer, hvis [[[tau]. sub. r] = [1-s/s [[omega]. sub. r]]] (13)
På højre side af ækvivalenten (11) til den af (12) og ved hjælp af (13)
finder vi et andet parameterforhold fra driftsværdien: [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (14)
i designalgoritmen for induktionsmotor, statorkraftfaktoren [phi]. sub. 1]
Da det er lig med [COS45], bør det ikke være designstandardgregerne]
forsinkelse af idealiseret induktionsmotor [20]
, hvor hvis minimumsstatorens rmscur -leje påføres det krævede drejningsmoment og ca. COS45 [, flux- og statorresistensen er zerodegree]
i de fleste andre tilfælde.
Årsagen er, fra (6), da [[Psi]. sub. sq]/[[psi]. sub. Sd] = [Sigma] [
omtrent lig med] 0, [[Psi]. sub. s]
næsten med d-akse, [v. sub. S] er ca.90 [grader]
før det, det var omkring 45 [grader] foran [i. sub. s] når [i. sub. SD] = [i. sub. SQ].
Nøjagtig værdi af cos [[phi]. sub. 1]
Det er vanskeligt at bestemme direkte, men vi kan gøre det i to faser.
Først beregnes parametrene med [voldgift. [Phi]. sub. 1]
Værdien er 0. 7.
I henhold til designkriterierne i det næste underafsnit er statorstrømmen omvendt proportional med cos [[phi]. sub. 1], derefter ([M. sup. 2]/[l. Sub. R])
proportional [cos. Sup. 2] [[Phi]. sub. 1] af (14) og er det også [? ? ] og [L. sub. s] = [m. Sup. 2]/(1 -[Sigma]) [l. sub. r].
Derfor er statorspændingen fra (7)
proportional med cos [[phi]. sub. 1].
Enhver COS i den første fase [[phi]. sub. 1] værdi, (7)
den krævede statorspænding muligvis ikke gives;
Men den rigtige cos [[phi]. sub. 1]
Du kan derefter finde værdien ved hjælp af skala og beregne nogle parametre igen i overensstemmelse hermed. B.
Ved hjælp af et eksempel til at opfylde kravene i tabel IV beregnes algoritmen først i tabel V, hvor det samme symbol har den samme betydning som defineret i afsnit II. Dernæst
er 2- scenerberegningen afsluttet.
I den første fase findes den tidsværdi, der er repræsenteret af symbolet med den øvre grænse, med voldgiftskos [[Phi]. sub. 1] (0.
for eksempel)
som vist i tabel 6.
I den anden fase beregnes nogle operationelle værdier og parametre nøjagtigt som vist i tabel VII for at opfylde kravene.
Som vist i tabel VIII kan nogle yderligere driftsværdier også beregnes. C.
Modeller, der simulerer parametersæt, kan bruges med enhver form for model;
For eksempel skal du arrangere modeldifferentialligningen i [18]
Bliv normal, (15)
opnået i synkron referenceramme
rotoren, og statorstrømmen og rotormagnetfeltet er de elektriske tilstandsvariabler. [
Ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (15)
Derudover kan en dobbeltfodret motorisk model (16)
også bruges med parametrene, der findes af algoritmen;
Driftsværdien af algoritmen er imidlertid nul rotorspænding [V. sub. rd], [v. sub. RQ]. Ligning (16)
Differentialligningen af modellen opnås i [21]
normal form. [
Ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (16) d.
Tilsvarende kredsløb og merværdi: Parametre kan også konverteres til enkeltfaseækvivalent
kredsløb (fig. 1)
som vist i tabel 9.
Alle disse parametre og driftsbetingelser simuleres (15)
og beregningen af det ækvivalente kredsløb. Iv. PMSM Design A.
Teori For at udvikle designalgoritmen for den permanente magnetsynkronmotor vil retning af statormagnetfeltet blive overvejet, hvor komponenterne i statormagnetisk feltlinker er fra den permanente magnetkilde ([phi]. Sub. PM])
på linje med D-aks.
Derudover foretrækkes minimumsstatorens RMS -strøm til det krævede drejningsmoment.
Stator ligning] 22]
svarende til induktionsmotoren [[omega]. sub. r] erstattet for [[omega]. sub. g].
Da alle derivater bliver nul i stabil tilstand, bliver statorligningen [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (17), hvor [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (18) [l. sub. SD] og [L. sub. SQ] er d-og q
-signifikant differentisk akse synkron induktans
betydningen af polmaskinen og lignende symboler svarer til induktionsmotorens.
Og derefter i balance, [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (19)
multiplicerer med begge sider (3/2) [[i. sub. SD] [i. sub. SQ]]
Indgangseffekt fra venstre: [
Ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (20)
Den første periode til højre er [P. sub. Cu].
Fordi det mekaniske og elektriske drejningsmoment er [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (21) og [[omega]. sub. mec] = [[omega]. sub. r]/[n. sub. pp]
, summen af de to andre udtryk på højre side (20)
svarende til mekanisk og elektrisk kraft ([P. sub. m] = [t. Sub. E] [[omega]. Sub. Mec] = [P. sub. O]+ [P. Sub. F]).
At få den største [T. sub. e]
til en vis grad huslejen af stator rmscur [? ? ] Generation [? ? ]
Svarer til derivatet [T. sub. e]
om [i. sub. SD]
For nul er vi nødt til at løse [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (22) for [i. sub. SD]. Brug af [? ? ]
Defineret som forholdet mellem drejningsmoment og total [på grund af permanente magneter] t. sub. e] og [? ? ] i (22), [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (23) [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (24) siden [[phi]. sub. PM]
er en vis parameter, [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (25) [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (26)
Algoritmen til at bestemme parametrene for den permanente magnetsynkronmotor i henhold til de ønskede driftsbetingelser er meget enkel for den cylindriske rotor-type, fordi [k. sub. TPM] = 1 som [L. sub. SD] = [L. sub. SQ]. Sidestiller [? ? ] ved hjælp af (19) giver [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (27)
permanent magnetsynkronmotor til cylindrisk rotor.
En ikke -lineær ligning [k. sub. TPM]
Problemet med disse koefficienter er meget kompliceret og bør løses. poltype.
For at bestemme [anbefales det at bruge en loop -algoritme i stedet for at løse dette komplekse problem] k. sub. TPM].
Loop-algoritmen kan være Newton-
Rampsons metode, men derivatet erstattes af den numeriske tilnærmelse af de to sidste iterationer.
Andre parametre kan derefter bestemmes. B.
Ved hjælp af et eksempel til at opfylde kravene i tabel X beregnes algoritmen først i Tablexi, hvor det samme symbol har den samme betydning som defineret i de foregående sektioner.
Så hvis rotoren er cylindrisk. e. [k. sub. DQ]
= 1, andre parametre og nogle driftsværdier er vist i tabel 12.
For de betydelige polmotorer ([K. Sub. DQ] [ikke lig med] 1)
foreslås følgende algoritme med loop: Trin 1: Tildel stop E-værdi for | [e. sub. v]
| Absolut fejl [V. sub. S1. Sup. RMS]
Krav, for eksempel [Epsilon] = [10. Sup. -6] v.
Trin 2: Tildel en grænse for | [Delta] [k. sub. Tpm]
|, absolut ændring] k. sub. TPM]
i et trin, for eksempel [Delta] [k. sub. Max] = 0. 02.
Trin 3: Start følgende operation til enhver tid for eksempel værdi [k. sub. Tpm] = 0. 5, [Delta] [k. sub. Tpm] = 0. 0001, [e. sub. v] = 0. 3v, [e. sub. V. Sup. gammel] = 0.
Trin 4 af 5 V: kant | [e. sub. V] | > [Epsilon], trin 4. A: [? ? ] Trin 4. B: Hvis [? ? ], så [? ? ] Trin 4. C: [k. sub. Tpm] = [k. sub. TPM]+ [Delta] [k. sub. TPM], [e. sub. V. Sup. gammel] = [e. sub. V] Trin 4. D: Beregn [i. sub. SD] og [i. sub. SD] fra (25) og (26) trin 4. e: [? ? ] Trin 4. G: Beregn [v. sub. SD] og [v. sub. Sq] fra (19) trin 4. H: [? ? ]
I slutningen genererer algoritmen parametrene og handlingsværdierne i eksemplet i Tabelxiii.
De verificeres nøjagtigt ved at simulere C.
-modeller, der bruges til at simulere parametersæt, kan bruges med enhver form for modellen, for eksempel (28)
i den synkrone referenceramme med statorstrøm og rotorhastighed som elektriske tilstandsvariabler.
Den differentielle ligning af modellen opnås i [22]
normal form. [
Ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (28) v. WRSM -design A.
Teori til at bestemme WRSM -parametrene for visse driftsværdier, det samme som designmetoden til permanent magnetsynkronmotor, der erstatter [P. sub. Cu] og [[phi]. sub. Pm] med [P. sub. Cust] og [mi. sub. f]
hvor er de 【i. sub. f]
er rotorstrømmen, m er induktansen mellem statoren og rotoren. Tilsvarende [P. sub. i] i [I. sub. S1. Sup. rms] og [t. sub. e]
Formlen erstattes kun med statorens indgangseffekt [P. sub. ist] = [P. sub. i]-[s. sub. Curot].
Derudover alle to forventninger til en given [v. sub. f], [i. sub. f] og [k. sub. rl] = [p. sub. Curot]/[s. sub. tab];
Den tredje findes i deres steady-state-forhold, v. sub. f] = [R. sub. f] [i. sub. f], hvor [v. sub. f] og [R. sub. f]
Det er rotorens spænding og modstand.
Bestem rotorinduktansen [L. sub. F]
, yderligere krav til måling af strømmen mellem statorfasen og rotorviklingen [[Sigma]. sub. f] = 1 -[3 [m. Sup. 2]/2 [l. sub. SD] [l. sub. F]]] (29)
Denne måling er lidt mere kompleks end den sædvanlige lækageeffektivitet på grund af rotorens notabilitet, men er stadig i overensstemmelse med 0 [
mindre end eller lig med] [[Sigma]. sub. f] [
mindre end eller lig med] 1 siden [l. sub. SD]
er 3/2 gange statorfasen selvfølsom, i tilfælde af optimal justering med rotoren, noleakage [23]. Derefter weGet [[L. sub. f] = [3 [m. Sup. 2]/2 (1 -[[Sigma]. Sub. F]) [l. sub. SD]]]. (30) b.
Algoritme med eksempel 1)
Krav: Uden at miste generaliseringen, skal du ikke skrive de samme trin igen som i det permanente magnetsynkronmotoriske design, og de samme krav antages at være lidt anderledes, mens [P. sub. o], [P. sub. ist] = [P. sub. i]-[s. sub. Curot], [P. sub. Curot] og [P. sub. f]
som før, [k. sub. rl] = 0.
Vælg 2, hvilket betyder [P. sub. i] = 5250W, [s. sub. tab] = 1250w, [P. sub. Curot] = 250W, [k. sub. ml] = 0. 2 og [ETA] = 0.
7619 er ideel.
Lad det ekstra behov være [v. sub. f] = 24 vand [[Sigma]. sub. f] = 0. 02. 2)
Beregning: Nu er alle de andre værdier i beregningsafsnittet, der er angivet i PMSMSection, de samme [[Phi]. sub. Pm] som [mi. sub. f]. Derefter [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (31) [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (32)
for de cylindriske rotortilfælde ([K. Sub. DQ] = 1), [
ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (33) og med (30), [L. sub. f] = 154. 5 mh.
For den betydelige sag af pol] k. sub. DQ] = 5/3. [
Ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (34) og med (30), [L. sub. f] = 130. 5 mh. C.
Modeller, der bruges til at simulere parametersæt, kan bruges med enhver form for model, for eksempel følgende modeller i den synkrone referenceramme med statorstrøm og rotorhastighed som elektriske tilstandsvariabler. [
Ikke-reproducerbare matematiske udtryk] (35)
Dette er paradigmet for modeldifferentialligningen i [24]
, hvor fluxforbindelsesvariablen er [
ikke-genproducerbare matematiske udtryk] (36) og [[PSI]. sub. f]
magnetisk flux af rotorvikling. Vi.
I henhold til motortilstand ændres generatoren i generatortilstand, og indgangseffekten og skaftets udgangseffektkraften bliver negativ, som er defineret som negativ.
Selvom den negative værdi af skaftens udgangseffekt med motortilstandsdefinitionen er generatorens skaftindgangseffekt, er den relative værdi af indgangseffekten til Definitionen af motortilstand ikke generatorens udgangseffekt, hvis excitationsstrømmen anvendes.
Derfor, når den foreslåede algoritme bruges til generatortilstand, tilføjes den negative værdi af generatorens ønskede udgangseffekt til excitationseffekten og bruges som indgangseffekt i algoritmen.
For en bypass -rotorsynkron generator er designkravet for eksempel 1300W af den samlede akselindgangseffekt, 1000W af netto motorstatorudgangseffekten og 100W af excitation (rotor) inputpower.
Så enhver to indgangseffekt [P. sub. i] = -
Output Power: 900WP. sub. O] = -
1300 W, effektivitet (1300)/( - 900) = 1.
Selvom generatorens effektivitet er 444 = 0, bruges 900/1300 som et designkrav i algoritmen. 692 faktisk. For dobbeltmotor
betragtes rotorens effektindgang også som excitationseffekten, hvis den positive excitationseffekt ekstraheres fra rotorens elektriske terminal, vil excitationseffekten også blive negativ.
Designet af induktionsmotoren i henhold til kravene til generatortilstand kræver to yderligere mål.
I. startværdi cos [[phi]. sub. 1]
Negative værdier skal tages, for eksempel-0. 7.
For det andet skal du ikke fra (13)
negativ slip, [[tau]. sub. r]
det må være en negation af det, hvilket betyder [i. sub. SD] = -[i. sub. SQ] anvendes. Vii.
Transformer Design Transformer -parameteralgoritmen baseret på efterspørgselstabellen XIV er anført i tabel 15 for at imødekomme uddannelsesbehovene.
For eksempel, for at vurdere studerendes evne til at udføre vektoralgebra i en eksamen, kan instruktøren ønske [[Alpha]. sub. E [v. sub. 2]]
vinkel kan ikke ignoreres.
De fleste formler og symboler giver ikke en forklaring, fordi de er gode -kendte.
Deres organisation er algoritme.
Algoritmen, der er foreslået i dette papir, kan hjælpe med at designe fremstillingsformålet.
Et eksempel på transformerdesign under forudsætning af [[mikro]. sub. r] = 900, [h. Sup. 2]
/a = 133, magnetisk fluxdensitet b = 1.
De giver imidlertid en temmelig tæt mening om fysisk design. Viii.
Nem konklusion til
de grundlæggende modelparametre for DC-servo-motor, induktionsmotor, PMSM'er, WRSM'er og transformer foreslås ved hjælp af formler og algoritmer.
Designkravene er hovedsageligt driftsbetingelser.
Andre designkrav såsom drejningsforhold, tidskonstant, lækagekoefficient osv.
Dette er enkelt for en uerfaren forsker.
Det opnåede sæt modelparametre opfylder fuldt ud de driftsbetingelser, der kræves for den antagede model.
Disse algoritmer gælder også for behovene for generatortilstande.
Selvom de foreslåede designalgoritmer ikke producerer de fleste af fremstillingsparametrene, vil de også hjælpe med at bestemme dem, fordi de krævede operationelle værdier også findes.
For at illustrere denne mulighed er transformatoreksemplet blevet udvidet til dette niveau.
Selv hvis det er vanskeligere for motoren, kan en hurtig mening om den fysiske størrelse udledes med den foreslåede algoritme. Referencer [1] Ja Reyer, Py
Papalambros, \ 'Kombination af optimeret design og kontrol med anvendelsen af DC Motors \', Journal of Mechanical Design, Vol. 124, s. 183-191, juni 2002. doi: 10. 1115/1. 1460904 [2] j. CROS, MT KAKHKI, GCR SINCERO, CA MARTINS, P.
Viarouge in Vehicle Engineering, \ 'Design Method til lille børste og børsteløs DC -motor \'.
College Publishing Team, s. 207-235,2014. [3] c. -G. Lee, H. -S. Choi, \ 'Fea-
optimal design af permanent magnet DC-motor baseret på internetdistribueret computing13, 284-291, september 2009. [4] w.
Jazdswiski, \' Multi-standard optimering af egern
IEE-program B-udformning af Cage Induction Motor
Power Applications, Rolls. 136, s. 299-307, nov. 1989. doi: 10. 1049/IP-B. 1989. 0039 [5] Mo Gulbahce, Da Kocabas, \ 'High-
Speed Solid Rotor Induction Motor Design med forbedret effektivitet og reduceret harmonisk effekt, \' IET Power Application, Coil12, s. 1126-1133, sep. 2018. doi: 10. 1049/IET-EPA. 2017. 0675 [6] r. Chaudhary, R. Sanghavi, S.
Mahagaokar, \ 'Optimering af induktionsmotorer ved hjælp af genetisk algoritme og optimal induktionsmotordesign GUI i Matlab \', i:. Konkani, R. Bera, S. Paul (red.)
Fremskridt inden for systemer, kontrol og automatisering.
Forelæsningsnotater om elektroteknik, Springer, Singapore, bind 442, side. 127-132, 2018. doi: 10. 1007/978-981-10-4762-6_12 [7] m. Cunkas, R.
Akkaya, \ 'Genetisk algoritme optimerer induktionsmotorer og sammenligner dem med eksisterende motorer \', anvendelse af matematik og beregning, vol. 11, s. 193-203, december 2006. doi: 10.
3390/MCA1102093 【8] s. Cicale, L. Albini, F. Parasiliti, M.
Design af en direkte retningsbestemt elektrisk stål permanent magnet synkron motor
driver elevatoren \ ', int. Conf.
Electric Machinery Factory, Frankrig, P. 2012. 1256-1263. DOI: 10. 1109/IcelMach. 2012. 6350037 [9] M.
Marseille Termiske aspekter \ 'Force Lefik: Int. J.
Til beregning og matematik inden for elektrisk og elektronisk teknik., Vol. 34 s. 561-572,2015. Doi: 10. 1108/COMPEL-08-2014-0196. [10] MS Toulabi, J. Salmon, Am Ieee,
IEEE Energy Conversion Conference and Expo ' DESIGN OF AF TOULABI, J. SALMON, AM AMM Winding IPM Synkronmotor til svage applikationer inden for brede felter \ '(ECCE)
Montreal, side 2015. 3865-3871. doi: 10. 1109/Ecce. 2015. 7310206 [11] Sj Kwon, D. Lee, og Sy
Jung, \' Design og karakteristisk analyse af isgaccortering af b-synchron-motor i henhold til field-afdelingen '', Trans.
Korea Institute of Electrical Engineers, bind 162, s. 1228-1233, september 2013. DOI:
10
. Tidsskrift, bind 118, s. 487-493, december 2018. DOI: 10
. Elektrisk ingeniør, bind 162, s. 37-42, januar
DOI
.
2013.
10
: Portugal, 2008, papir -id
.
Elektrificeret transport, bind 13, s. 86-97, mar. 2017.
DOI
:
10. 4316/AECE
. D.
Hollinger, \ 'Den nye naturlige observatør anvendt til hastighed- IEEE Trans: \' DC Servo
induktionsmotorer uden sensorer.
og Lima
,
.
Andl System \ 'I IEEE \' IAS CONF. Rec.
, Pittsburgh, PA, USA, bind 1988. 1., s. 129-136. doi: 10. 1109/IAS. 1988. 25052 [21] a. Abid, M. Benhamed, L.
DFIM sensor failures-
Model diagnosis method based on adaptive pim multi-Observer-
Experimental verification, \'Int. J.
Modern Nonlinear Theory and Application4, pp. 161-178, June 2015. doi:10. 4236/ijmnta. 2015. 42012 [22]ELC
Arroyo, \'Modeling and Simulation of drive system of permanent magnet Synkron Motor \ ', M. SC. Afhandling, afd. Elektrisk eng.
University of Puerto Rico, Puerto Rico, 2006. [23] Ae Fitzgerald, C. Kingsley, Jr., SD
Uman People, Electric Machinery.
York, USA, NY: McGraw-Hill, Pp. 660-661, 2003. [24] G.
New Polsynkronmotor og dens konstante effektområde konverter \ 'i Fririch Res Evs \' 17, 2000.
Department of Electrical and Electronic Engineering Kirikkale University of Turkey Ata Sevinc. som @ atasevinc. 71451
NET NUMERIC OBJECT IDENTIFIER 10. 4316/AECE. 2019.
