I.
Forskere som er engasjert i kontrollsimulering av elektriske kjøretøy trenger vanligvis et sett med passende modellparametere for å produsere driftsforhold på ønsket område.
Siden ethvert sett med parametere kanskje ikke er rimelige, ser de etter et sett med parametere i simuleringen som tilhører en ekte motor, eller i det minste en verifisert modell.
Imidlertid kan det de har oppdaget ikke oppfylle kravene deres godt.
Siden det kan være en programmeringsfeil i et sett med parametere og arbeidsforhold, vil de kanskje ikke legge merke til et unntak fra simuleringsresultatene.
Så de trenger noen designalgoritmer som ganske enkelt gir modellparametrene som kontrollerer simuleringen innenfor det nødvendige arbeidsomfanget.
Det er flere arbeider med DC-motordesign [1-3]
Induksjonsmotor [4-7]
Permanent magnet synkronmotor (PMSM)[8-10]
, Eller rundt rotoren (WRSM)[11-13]
, Og to sylindriske [9], [12] og fremtredende poler [10-11], [13]rotortyper.
De forklarte gode måter å finne fysisk implementering og produksjonsparametere og gjorde noen forbedringer;
Imidlertid ga de ikke alle modellparametrene som var egnet for simuleringen, og noen ganger ga de ikke engang viklingsmotstanden.
Et nettsted gir noen dataverktøy for permanente magneter (PM)
bildesigner [14].
Den beregner fysiske parametere, inkludert de fleste parameterne som kreves for online enkel modellsimulering.
Verktøyene spør imidlertid brukeren om noen av alternativene, som ikke er kjent for uerfarne brukere selv om forklarende bilder er gitt.
I tillegg kan ikke brukeren ta direkte utgangspunkt i de grunnleggende kravene til driftsforhold som effekt, spenning, hastighet og effektivitet.
Derfor, selv om det finnes prisverdige verktøy og algoritmer innen motordesign, er de eksisterende verktøyene og algoritmene i litteraturen ikke egnet for forskere for raskt å få tak i enkle modellparametere innenfor det nødvendige arbeidsområdet.
Jeg ønsker ikke å utvide referanselisten, fordi studien som forklarer designmetodene som er egnet for forskerens kontroll av formålene med simulering, helt klart er en alvorlig mangel i litteraturen.
Denne artikkelen hjelper forskere med å generere sine egne bevegelsesparametere basert på driftsforholdene de forventer.
Den foreslåtte algoritmen er egnet for DC servomotorer, induksjonsmotorer og synkronmotorer med PM eller viklingsrotorer av konveks eller sylindrisk type, samt transformatorer.
Dette er andre designalgoritmer basert på standarder som er helt forskjellige fra fysiske designstandarder [15-16]
Fordi det er foreslått for simulering og beregning.
For å illustrere at denne designen også kan gi noen meninger om verdiene til produksjonsparametere, inkludert transformatoralgoritmen.
Selv om de fleste formler er gode.
Som vi alle vet, bør det understrekes at bidrag ikke skal undervurderes, og at det er høyst usannsynlig å nå et sett med parametere som oppfyller kravene uten å følge spesielt organiserte steg og kontrollforutsetninger.
Min strenge litteraturundersøkelse resulterte ikke i å finne en algoritme som tilfredsstilte de grunnleggende kravene til \'arbeidskraft, spenning, hastighet og effektivitet\' for DC-servo, induksjon, synkronmotorer.
Som induksjonsmotor og projeksjon
Den polare synkronmotoren trenger detaljert algoritme, som er hovedbidraget til denne artikkelen.
Som det vil bli beskrevet, kan disse algoritmene også brukes når de er gitt kravene til generatormodusen.
Som antatt av de fleste modeller, ignoreres rollene for kjernetap, lag, metning og armaturaksjon her.
Modellen som brukes av AC-motoren er basert på 3-fase [
Venstre og Høyre piler2fase (dq)
Transformasjon tilsvarende amplituden til fasevariabelen som hovedsakelig brukes i litteraturen.
Disse algoritmene er basert på noen preferanser, da ethvert spesielt utvalg av kontrollmetoder og vilkårlige forutsetninger kan prioriteres under designprosessen for å møte de nødvendige driftsforholdene.
For enkelhets skyld er de fleste algoritmeformlene gitt i tabellen.
Modeller blir deretter gitt i paradigmet differensialligninger, som er klare til å simuleres med løserprogrammet. II.
DC-servomotordesign.
Teorien som har vært (t)
Derivater endres til null, elektriske og mekaniske ligninger i steady state [17]
Blir motoren [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](1)[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](2)
Hvis multiplisert [i. sub. a]og [omega]
Hvor er parameterne 【R. sub. a] og [L. sub. a]
Motstand og induktans av anker ,[K. sub. b]
Er ryggpotensialet eller dreiemomentet konstant ,[B. sub. f]
Er friksjonen konstant og [J. sub. i] er tregheten;
Og variabler [v. sub. a]og [i. sub. a]
Spenning og strøm til viklingen som påføres, [omega]
Vinkelrotorhastighet i [Rad/s]T. sub. L]
Er det lastmoment,[P. sub. i]og [P. sub. o]
Inn- og utgangseffekt ,[P. sub. m]
Er det mekanisk og elektrisk kraft,【P. sub. Cu] og [P. sub. f]
Det er tapskraften forårsaket av henholdsvis viklingsmotstand og friksjon.
Modellen har 5 parametere, men 2 av dem er [L. sub. a] og [J. sub. i]
, Det er ingen påvirkning i en stabil tilstand.
I tillegg er det 2 uavhengige variabler,【v. sub. a]og [T. sub. L].
Derfor kan vi ha 5 krav til steady state og 2 krav til transient, som er den elektriske og mekaniske tidskonstanten bestemt [L. sub. a]og [J. sub. i]henholdsvis. B.
Algoritme, og gi et eksempel på algoritmen for kravene i tabell I.
For det tredje er de fleste av dem basert på kraftelementdiagrammet (1)-(2)
, For noen andre krav kan det enkelt endres.
For eksempel, i hver ([v. sub. a], [i. sub. a], [P. sub. i]), ([P. sub. i]), ([P. sub. o],[P. sub. i], [eta]), ([T. sub. L], [P. sub. o], n), ([k. sub. ml], [P. sub. tap],[P. sub. f]), ([L. sub. t. a.) og ([B. sub. f],[J. sub. i],[[tau]. sub. mec])
Trippel, hvis de to andre er identifisert, kan den tredje lett finnes fra det enkle forholdet mellom dem.
Hvis kjernetapet ikke ignoreres, må det også trekkes fra [P. sub. tap]
Ved beregning av [P. sub. Cu].
Driftsverdiene i tabell II og parameterne i tabell iii er følgende simulering av DC-servomotormodellen [verifisert nøyaktig]17]: [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](3)III.
Induksjonsmotordesign.
Feltorientert kontrollteori (FOC)
Ved rotorkortslutning vil det bli vurdert hvor rotormagnetfeltet kobler vektor og d-akse.
I tillegg vil minimum stator rms strøm foretrekkes for likt dreiemoment.
Siden alle deriverte blir null ved steady state,
blir den elektriske ligningen [18] Statoren og rotoren til [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](4)[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](5)hvor [? ? ]og [[psi]. sub. r]= [[psi]. sub. rd]+ j[[psi]. sub. rq]=[L. sub. r][i. sub. r]+[Mi. sub. s]
Kompleks statorspenning, strøm og magnetisk fluks, og referanseramme med hensyn til rotasjon ved enhver elektrisk vinkelhastighet, er rotoren [[omega]. sub. g]; [R. sub. s], [L. sub. s], [R. sub. r]og [L. sub. r]
Statormotstanden og induktansen, samt rotormotstanden og induktansen, henholdsvis;
Induktansen mellom statoren og rotoren, og [[omega]. sub. r]
Det er den elektriske hastigheten til rotoren.
Med valget [[omega]. sub. g]tilfredsstillende [[psi]. sub. rq]
FOC = 0, fra (4)-(5) eller [19], får vi [[psi]. sub. rd]=[Mi. sub. sd]
I en stabil tilstand. Vurderer [[psi]. sub. r]= ([L. sub. r]/M )([[psi]. sub. s]-[sigma][L. sub. s][i. sub. s])
Steady state verdi [[[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 lekkasjekoeffisienten. Da (4)blir [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](7)
I en stabil tilstand.
Multipliser med begge sider (3/2)[[i. sub. sd][i. sub. sq]]
Fra venstre [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](8)hvor [P. sub. i]
Statorinngangseffekt og [P. sub. CuSt]
Er motstandstapet til statoren.
[Valg]
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](9) tvinger [[psi]. sub. rq][høyre pil]
Rask 0 i henhold til den elektriske tidskonstanten til terotoren [[tau]. sub. r]=[L. sub. r]/[R. sub. r], og lager (8)[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](10)
Et annet vilkårlig valg er vinkelen til I i forhold til d-
Aksen til referanserammen, ingen grunn til å stille krav til [[psi]. sub. rd].
Det rimelige valget for denne vinkelen er 45 [grader], dvs. ,[i. sub. sd]= [i. sub. sd]
Maksimalt mekanisk og elektrisk dreiemoment 【T. sub. e]
Til en viss grad [? ? ]siden [T. sub. e]
Proporsjonal [i. sub. sd][i. sub. sq]
På grunn av valget 【[psi]. sub. rq]
= 0, la også [[omega]]. sub. g]= [[omega]]. sub. s]
, Synkron hastighet i elektriske rad/s
Med andre ord gir dette valget en viss grad [T. sub. e]
Oppnådd av minimumsnivået for statoreffektstrømmen. Så fra (9) og (10), [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](11)
Hvor er S?
Du kan se fra den enfasede
ekvivalente kretsen til induksjonsmotoren uten kjernetap i stabil tilstand,[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](12)
Og ifølge (9), valget [i. sub. sd]= [i. sub. sd]oppstår hvis [[[tau]. sub. r]= [1-s/s[[omega]. sub. r]]](13)
På høyre side av ekvivalenten (11)til den til (12)og ved hjelp av(13)
, finner vi en annen parameterrelasjon fra operasjonsverdien :[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](14)
I designalgoritmen til induksjonsmotor, statoren Power factor[phi]. sub. 1]
Siden det er lik [cos45], bør det ikke være designstandardgrader]
Lag av idealisert induksjonsmotor [20]
Hvor, hvis minimum stator rmscurrent brukes for det nødvendige dreiemomentet og omtrent cos45 [, er fluksen og statormotstanden nullgrader]
I de fleste andre tilfeller.
Årsaken er, fra (6), siden[[psi]. sub. sq]/[[psi]. sub. sd]= [sigma][
Omtrent lik]0,[[psi]. sub. s]
Nesten med d-akse, [v. sub. s]er omtrent 90[grader]
Før det var det omtrent 45 [grader] foran [i. sub. s]når [i. sub. sd]= [i. sub. kvm].
Nøyaktig verdi av Cos [[phi]. sub. 1]
Det er vanskelig å fastslå direkte, men vi kan gjøre det i to etapper.
Først beregnes parametrene med [arbitration. [phi]. sub. 1]
Verdien er 0. 7.
I henhold til designkriteriene i neste underkapittel er statorstrømmen omvendt proporsjonal med cos [[phi]. sub. 1], deretter ([M. sup. 2]/[L. sub. r])
Proporsjonal [cos. sup. 2][[phi]. sub. 1]av (14)og det samme er [? ? ]og [L. sub. s]=[M. sup. 2]/(1 -[sigma])[L. sub. r].
Derfor er statorspenningen fra (7)
proporsjonal til cos [[phi]. sub. 1].
Enhver cos i det første trinnet [[phi]. sub. 1]verdi, (7)
Den nødvendige statorspenningen er kanskje ikke gitt;
Men den riktige cos [[phi]. sub. 1]
Du kan deretter finne verdien ved å bruke skala og beregne noen parametere på nytt tilsvarende. B.
Ved å bruke et eksempel for å oppfylle kravene i tabell IV, beregnes algoritmen først i tabell v hvor det samme symbolet har samme betydning som definert i seksjon II. Deretter 2-
Stadieberegningen er fullført.
I det første trinnet blir tidsverdien representert av symbolet med øvre grense funnet med arbitrasjonscos [[phi]. sub. 1](0,7
for eksempel)
Som vist i tabell 6.
I den andre fasen er noen driftsverdier og parametere nøyaktig beregnet som vist i tabell VII for å oppfylle kravene.
Som vist i tabell VIII kan det også beregnes noen ekstra driftsverdier. C.
Modeller som simulerer parametersett kan brukes med enhver form for modell;
Ordne for eksempel modellens differensialligning i [18]
Bli normal ,(15)
Oppnådd i synkron referanseramme
Rotoren, og statorstrømmen og rotormagnetfeltet er de elektriske tilstandsvariablene. [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](15)
I tillegg en dobbeltmatet motormodell (16)
Den kan også brukes med parametrene funnet av algoritmen;
Imidlertid er driftsverdien til algoritmen null rotorspenning [v. sub. rd], [v. sub. rq]. Ligning (16)
Differensialligningen til modellen er oppnådd i [21]
Normal form. [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](16)D.
Ekvivalent krets og merverdi: parametere kan også konverteres til enfase
ekvivalent krets (fig. 1)
Som vist i tabell 9.
Alle disse parameterne og driftsforholdene er simulert (15)
Og beregningen av ekvivalent krets. IV. PMSM DESIGN A.
Teori for å utvikle designalgoritmen til permanentmagnetsynkronmotoren, vil retningen til statormagnetfeltet vurderes, hvor komponentene til statormagnetfeltlinkeren er fra permanentmagnetkilden ([[PHI]. sub. PM])
Juster med d-aksen.
I tillegg vil minimum stator rms strøm foretrekkes for det nødvendige dreiemomentet.
Statorligning]22]
Ligner på induksjonsmotoren [[omega]. sub. r]erstattet for [[omega]. sub. g].
Siden alle deriverte blir null i stabil tilstand, blir statorligningen [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](17)hvor [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](18)[L. sub. sd]og [L. sub. sq]are d-og q-
Signifikant-forskjellig akse synkron induktans
Betydningen av polmaskinen og lignende symboler ligner på induksjonsmotoren.
Og så i balanse ,[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](19)
Multipliser med begge sider (3/2)[[i. sub. sd][i. sub. sq]]
Inngangseffekt fra venstre :[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](20)
Det første leddet til høyre er [P. sub. Cu].
Fordi det mekaniske og elektriske dreiemomentet er [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](21) og [[omega]. sub. mec]=[[omega]. sub. r]/[n. sub. pp]
, Summen av de to andre leddene på høyre side (20)
Lik mekanisk og elektrisk kraft ([P. sub. m]=[T. sub. e][[omega]. sub. mec]= [P. sub. o]+ [P. sub. f]).
For å få den største [T. sub. e]
Til en viss grad er leien av statoren rmscur [? ? ]Generasjon [? ? ]
Lik den deriverte [T. sub. e]
Om [i. sub. sd]
Til null må vi løse [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](22)for [i. sub. sd]. Bruke [? ? ]
Definert som forholdet mellom dreiemoment og total [på grunn av permanente magneter]T. sub. e], og [? ? ]i (22), [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](23)[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](24)Siden [[PHI]. sub. PM]
Er en viss parameter ,[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](25)[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](26)
Algoritmen for å bestemme parametrene til den permanentmagnetiske synkronmotoren i henhold til de ønskede driftsforholdene er veldig enkel for den sylindriske rotortypen fordi [k. sub. TPM]=1 som [L. sub. sd]= [L. sub. kvm]. Likestille[? ? ]ved å bruke (19)gir [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](27)
Permanentmagnet synkronmotor for sylindrisk rotor.
Imidlertid er en ikke-lineær ligning [k. sub. TPM]
Problemet med disse koeffisientene er veldig komplisert og bør løses. type stang.
For å bestemme [anbefales det å bruke en løkkealgoritme i stedet for å løse dette komplekse problemet] k. sub. TPM].
Løkkealgoritmen kan være Newton-
Rampsons metode, men den deriverte erstattes av den numeriske tilnærmingen til de to siste iterasjonene.
Andre parametere kan deretter bestemmes. B.
Ved å bruke et eksempel for å oppfylle kravene i tabell X, beregnes algoritmen først i TableXI, hvor det samme symbolet har samme betydning som definert i de foregående avsnittene.
Så hvis rotoren er sylindrisk. e. [k. sub. dq]
= 1, andre parametere og noen operasjonsverdier er vist i tabell 12.
For signifikant-polmotorene ([k. sub. dq][ikke lik]1)
foreslås følgende algoritme med sløyfe: Trinn 1: tilordne stopp e-verdi for | [e. sub. v]
| Absolutt feil [V. sub. s1. sup. rms]
Krav, for eksempel [epsilon]= [10. sup. -6]V.
Trinn 2: tilordne en grense for | [DELTA][k. sub. TPM]
|, Absolutt endring]k. sub. TPM]
I et trinn, for eksempel [DELTA][k. sub. max]= 0. 02.
Trinn 3: start følgende operasjon når som helst, for eksempel verdi [k. sub. TPM]= 0, 5, [DELTA][k. sub. TPM]= 0, 0001, [e. sub. v]= 0,3V,[e. sub. V. sup. old]= 0.
Trinn 4 av 5 V: kant | [e. sub. V]| > [epsilon], trinn 4. a:[? ? ]Trinn 4. b: Hvis [? ? ], så [? ? ]Trinn 4. c: [k. sub. TPM]= [k. sub. TPM]+ [DELTA][k. sub. TPM],[e. sub. V. sup. gammel]= [e. sub. V]Trinn 4. d: Beregn [i. sub. sd]og [i. sub. sd]fra (25)og (26)Trinn 4. e: [? ? ]Trinn 4. g: Beregn [v. sub. sd]og [v. sub. sq]fra (19)Trinn 4. h: [? ? ]
På slutten genererer algoritmen parametrene og handlingsverdiene i eksemplet i TableXIII.
De verifiseres nøyaktig ved å simulere C.
Modeller som brukes til å simulere parametersett kan brukes med enhver form av modellen, for eksempel ,(28)
I den synkrone referanserammen med statorstrøm og rotorhastighet som elektriske tilstandsvariabler.
Differensialligningen til modellen er oppnådd i [22]
Normal form. [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](28)V. WRSM DESIGN A.
Teori for å bestemme WRSM-parametrene for visse driftsverdier, det samme som designmetoden for permanentmagnet synkronmotor som 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 mellom statoren og rotoren. På samme måte [P. sub. i]i [I. sub. s1. sup. rms]og[T. sub. e]
Formelen erstattes kun med inngangseffekten til statoren [P. sub. iSt]= [P. sub. i]-[P. sub. CuRot].
I tillegg kan to forventninger til en gitt [v. sub. f], [i. sub. f]og [k. sub. rl]=[P. sub. CuRot]/[P. sub. tap];
Den tredje finnes 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 spenning og motstand.
Bestem rotorinduktansen [L. sub. f]
, Tilleggskrav for måling av strømmen mellom statorfasen og rotorviklingen[[sigma]. sub. f]= 1 -[3[M. sup. 2]/2[L. sub. sd][L. sub. f]]](29)
Denne målingen er litt mer kompleks enn den vanlige lekkasjeeffektiviteten på grunn av rotorens merkbarhet, men samsvarer fortsatt med 0 [
Mindre enn eller lik [[sigma]. sub. f][
Mindre enn eller lik]1 siden[L. sub. sd]
Er 3/2 ganger statorfasen selvfølende, i tilfelle optimal innretting med rotoren, ingen lekkasje [23]. Deretter, weget [[L. sub. f]= [3[M. sup. 2]/2(1 -[[sigma]. sub. f])[L. sub. sd]]]. (30)B.
Algoritme med eksempel 1)
Krav: uten å miste generaliseringen, ikke skriv de samme trinnene igjen som i design for permanentmagnet synkronmotor, og de samme kravene vil antas å være litt forskjellige, mens [P. sub. o], [P. sub. iSt]= [P. sub. i]-[P. sub. CuRot], [P. sub. CuRot] og [P. sub. f]
Som før ,[k. sub. rl]= 0.
Velg 2, som betyr [P. sub. i]= 5250W,[P. sub. tap]= 1250W, [P. sub. CuRot]= 250W, [k. sub. ml]= 0,2 og [eta]=0.
7619 er ideell.
La det ekstra behovet være [v. sub. f]= 24Vand [[sigma]. sub. f]= 0. 02. 2)
Beregning: Nå er alle de andre verdiene i beregningsdelen gitt i PMSMsection de samme [[PHI]. sub. PM]som [Mi. sub. f]. Deretter, [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](31)[
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](32)
For det sylindriske rotorhuset ([k. sub. dq]= 1), [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](33)og ved (30), [L. sub. f] = 154,5 mH.
For det betydelige-Tilfelle av pol]k. sub. dq]= 5/3. [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](34)og av (30), [L. sub. f] = 130,5 mH. C.
Modeller som brukes til å simulere parametersett kan brukes med enhver form for modell, for eksempel følgende modeller i den synkrone referanserammen med statorstrøm og rotorhastighet som elektriske tilstandsvariabler. [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](35)
Dette er paradigmet til modellens differensialligning i [24]
, hvor flukskoblingsvariabelen er [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk](36)og [[psi]. sub. f]
Magnetisk fluks av rotorviklingen. VI.
I henhold til motormodusen blir generatoren i generatormodus modifisert, og inngangseffekten og motorens akselutgangseffekt blir negativ, som er definert som negativ.
Selv om den negative verdien av akselutgangseffekten med motormodusdefinisjonen er akselinngangseffekten til generatoren, er den relative verdien av inngangseffekten til motormodusdefinisjonen ikke utgangseffekten til generatoren hvis eksitasjonsstrømmen påføres.
Derfor, når den foreslåtte algoritmen brukes for generatormodus, blir den negative verdien av generatorens ønskede utgangseffekt lagt til eksitasjonseffekten og brukt som inngangseffekten i algoritmen.
For en bypass-rotorsynkrongenerator er for eksempel designkravet 1300W av den totale akselinngangseffekten, 1000W av nettomotorens statorutgangseffekt og 100W av eksitasjons(rotoren)inngangseffekten.
Så hvilken som helst to inngangseffekt [P. sub. i]= -
Utgangseffekt: 900WP. sub. o]= -
1300 W, effektivitet (1300)/(-900)= 1.
Selv om virkningsgraden til generatoren er 444 = 0, brukes 900/1300 som et designkrav i algoritmen. 692 faktisk. For dobbel-
motor anses rotorens effekttilførsel også å være eksitasjonseffekten, hvis den positive eksitasjonseffekten trekkes ut fra rotorens elektriske terminal, vil eksitasjonseffekten også bli negativ.
Utformingen av induksjonsmotoren i henhold til kravene til generatormodus krever ytterligere to tiltak.
I. Startverdi cos [[phi]. sub. 1]
Negative verdier må tas, for eksempel-0. 7.
For det andre, ikke fra (13)
Negativ slip ,[[tau]. sub. r]
Det må være en negasjon av det, som betyr [i. sub. sd]= -[i. sub. sq] er brukt. VII.
Transformatordesign transformatorparameteralgoritmen basert på etterspørselen Tabell XIV er oppført i tabell 15 for å møte utdanningsbehovene.
For eksempel, for å vurdere studentens evne til å gjøre vektoralgebra i én eksamen, kan instruktøren ønske [[alfa]. sub. E[V. sub. 2]]
Vinkel kan ikke ignoreres.
De fleste formler og symboler gir ingen forklaring fordi de er gode --kjente.
Organisasjonen deres er algoritme.
Algoritmen foreslått i denne artikkelen kan hjelpe til med å designe produksjonsformålet.
Et eksempel på transformatordesign, forutsatt [[mikro]. sub. r]= 900, [t. sup. 2]
/A = 133, magnetisk flukstetthet B = 1.
De gir imidlertid en ganske nær oppfatning av fysisk design. VIII.
Enkel konklusjon -
De grunnleggende modellparametrene for DC-servomotor, induksjonsmotor, PMSM-er, WRSM-er og transformatorer er foreslått ved hjelp av formler og algoritmer.
Designkravene er i hovedsak driftsforhold.
Andre designkrav som svingforhold, tidskonstant, lekkasjekoeffisient osv.
Dette er enkelt for en uerfaren forsker.
Det oppnådde settet med modellparametere oppfyller fullt ut driftsbetingelsene som kreves for den antatte modellen.
Disse algoritmene er også anvendelige for behovene til generatormoduser.
Selv om de foreslåtte designalgoritmene ikke produserer de fleste av produksjonsparametrene, vil de også bidra til å bestemme dem fordi de nødvendige driftsverdiene også finnes.
For å illustrere denne muligheten er transformatoreksemplet utvidet til dette nivået.
Selv om det er vanskeligere for motoren, kan en rask mening om den fysiske størrelsen utledes med den foreslåtte algoritmen. REFERANSER [1]JA Reyer, PY
Papalambros, \'kombinerer optimalisert design og kontroll med bruk av likestrømsmotorer\', 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 i kjøretøyteknikk, \'designmetode for liten børste og børsteløs likestrømsmotor \'.
College forlagsteam, s. 207-235,2014. [3]C. -G. Lee, H. -S. Choi, \'FEA-
Optimal design of permanent magnet DC motor based on internet distributed computing13, 284-291, sep. 2009. [4]W.
Jazdswiski, \'multi-standard optimization of squirrels
IEE program B-design of cage induction motor
Power applications, rolls. 136, s. 299-307, november 1989. doi:10. 1049/ip-b. 1989. 0039 [5]MO Gulbahce, DA Kocabas, \'Høyhastighets
solid rotorinduksjonsmotordesign med forbedret effektivitet og redusert 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, \'Optimalisering av induksjonsmotorer ved hjelp av genetisk algoritme og optimal induksjonsmotordesign GUI i MATLAB\', i:. Konkani, R. Bera, S. Paul (red)
Fremskritt innen systemer, kontroll og automatisering.
Forelesningsnotater om elektroteknikk, 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 induksjonsmotorer og sammenligner dem med eksisterende motorer\', anvendelse av matematikk og beregning, Vol. 11, s. 193-203, desember 2006. doi:10.
3390/mca1102093 【8]S. Cicale, L. Albini, F. Parasiliti, M.
Design av en direkterettet elektrisk permanentmagnet synkronmotor av stål
Drive the elevator \', Int. Conf.
Marseille Electric Machinery Factory, Frankrike, P. 2012. 1256-1263. doi:10. 1109/ICElMach. 7.Mach. 391020. 3]
'Permanent magnet synkronmotordesign inkl. termiske aspekter\' kraft Lefik: Int
\
IEEE, IEEE Energy Conversion Conference og Expo \'design av sentralisert viklings-IPM-synkronmotor for svake applikasjoner i brede felt \'(ECCE)
Montreal, side 2015. 3865-3871.
\'Design og karakteristisk analyse av ISG ifølge bypass synkronmotor\', Trans
Korea Institute of Electrical Engineers, s. 1228-1233, sep. 5370/KIEE 2013, H. 61. Q.
Wang, \'Utvikling av Wulong synkronmotor for reimtransmisjon --drevet e-
Hjelpesystem, \'Magnetisk journal, bind 118, s. 487-493, des. 4283/JMAG, 2013, Y. S. -Y.
Jung, \'ISG's design med viklingsrotor synkronmotor og ytelsessammenligning med intern permanentmagnet synkronmotor\', handel av Korea Association of Electrical Engineers, s. 37-42, jan. 2013. 5370/KIEE 620. S. Meier, J.
Soulard--
Et pedagogisk nettsted
Verktøy basert på
'Magnet Sync-maskin' i Int. Conf.
SM Castano, R. Yang, M. Kasprzak, B. Bilgin, A. Sathyan, H. Dadkhah, A.
Emadi, \'Design and comparison of internal permanent magnet motor topology for traction applications\', dvs. trans
. 2016. 2614972 [16]H. Riba, L.
Romelar, mer
Måloptimalisering av femfasefeil-
Progress in Electrical and Computer Engineering, s. 69-76, 1.01 [17]A.
Sevinc, \'integrert algoritme for minimumskontroller og dens forfremmelse\', Journal of Electrical Engineering and Computer Science, Vol. 21, s. 2329-2344, nov. 2013. doi:10.
ny naturlig observatør påført hastighet --
IEEE Trans: \'DC servo- og induksjonsmotorer uten sensorer.
Industrial Electronics, Volum 151, s. 1025-1032, okt. 2004. doi:10. 1109/TIE.
IEEE-Ribeiro, \'en enkel indirekte feltvendt motorstyring\'IAS Conf., Italia, Side 2009-1813 doi:10
2004. 834963 [19] Salva Jacobina, F. L., F. Limva Foo, J. AS
motordrivsystem\' 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-sensorfeil-
Modelldiagnosemetode basert på adaptiv pim-multi-observatør-
Eksperimentell verifisering, \'Int. J.
Modern Nonlinear Theory and Application4, s. 161-178, juni 2015. doi:10. 4236/ijro15.22015.22015yo.
\'Modellering og simulering av drivsystem for permanent magnet synkronmotor\', M. Sc avhandling, Dept. Electrical Eng.
University of Puerto Rico, Puerto Rico, 2006. [23]AE Fitzgerald, C. Kingsley, Jr., SD.
ingeniørvitenskap
[24]G.
\'Modellering av bypass konveks pol synkronmotor og dens konstante effektområdeomformer\' i fririch res EVS\'17, 2000. Institutt for elektrisk og elektronisk
Kirikkale universitetet i Tyrkia Ata SEVINC. som @ atasevinc. 71451
Nett numerisk objektidentifikator 10. 4316/AECE. 2019.
