I.
Forskere som driver med kontrollsimulering av elektriske kjøretøyer 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 bekreftet modell.
Det de imidlertid har oppdaget, kan ikke oppfylle kravene deres godt.
Siden det kan være en programmeringsfeil i et sett med parametere og arbeidsforhold, kan det hende at de ikke merker et unntak fra simuleringsresultatene.
Så de trenger noen designalgoritmer som ganske enkelt gir modellparametrene som kontrollerer simuleringen innenfor det nødvendige omfanget av arbeidet.
Det er flere verk av DC-motordesign [1-3]
induksjonsmotor [4-7]
permanent magnetsynkronmotor (PMSM) [8-10]
, eller rundt rotoren (WRSM) [11-13]
, og to sylindriske [9], [12] og Salient-Pole [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 ikke engang den svingete motstanden.
Awebsite tilbyr noen databehandlingsverktøy for permanente magneter (PM)
bildesigner [14].
Den beregner fysiske parametere, inkludert de fleste parametrene som kreves for enkel simulering på nettet.
Verktøyene spør imidlertid brukeren om noen av alternativene, som ikke er kjent for uerfarne brukere selv om forklarende bilder er gitt.
I tillegg kan brukeren ikke starte direkte fra de grunnleggende kravene til driftsforhold som effekt, spenning, hastighet og effektivitet.
Selv om det er prisverdige verktøy og algoritmer i motorisk design, er de eksisterende verktøyene og algoritmene i litteraturen ikke egnet for forskere å raskt få 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, er helt klart 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 synkrone motorer med PM eller svingete rotorer av konveks eller sylindrisk type, så vel som transformatorer.
Dette er en annen designalgoritmer basert på standarder som er helt forskjellige fra fysiske designstandarder [15-16]
fordi det foreslås for simulering og beregning.
For å illustrere at denne designen også kan gi noen meninger om verdiene for 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 mest usannsynlig å nå et sett med parametere som oppfyller kravene uten å følge spesielt organiserte trinn og kontrollforutsetninger.
Min strenge litteraturundersøkelse resulterte ikke i å finne en algoritme som oppfylte de grunnleggende kravene til \ 'arbeidskraft, spenning, hastighet og effektivitet \' for DC -servo, induksjon, synkrone motorer.
Som induksjonsmotor og projeksjon
trenger den polare synkrone motoren detaljert algoritme, som er hovedbidraget til denne artikkelen.
Som det vil bli beskrevet, kan disse algoritmene også brukes når de blir gitt kravene i generatormodus.
Som antatt av de fleste modeller, blir kjernetap, etterslep, metning og armaturaksjonsroller ignorert her.
Modellen som brukes av AC-motoren er basert på 3-fase [
venstre og høyre pil2fase (DQ)
transformasjon som tilsvarer amplituden til fasevariabelen hovedsakelig brukt i litteraturen.
Disse algoritmene er basert på noen preferanser, ettersom ethvert spesielt utvalg av kontrollmetoder og vilkårlige forutsetninger kan prioriteres under designprosessen for å oppfylle de nødvendige driftsforholdene.
For enkelhets skyld er de fleste av algoritmeformlene gitt i tabellen.
Modeller blir deretter gitt i paradigmet for differensialligninger, som er klare til å simuleres med Solver -programmet. Ii.
DC Servo Motor Design.
Teorien som har vært (t)
derivater endres til null, elektriske og mekaniske ligninger i jevn tilstand [17]
blir motoren [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (1) [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (2)
hvis mangfoldig [i. sub. a] og [omega]
hvor er parametrene 【R. sub. A] og [L. sub. a]
motstand og induktans av anker, [k. sub. b]
er ryggpotensialet eller dreiemomentkonstant, [b. sub. f]
er friksjonskonstanten og [J. sub. Jeg] er tregheten;
Og variabler [v. sub. a] og [i. sub. a]
Spenning og strøm på den påførte viklingen, [Omega]
vinkelrotorhastighet i [rad/s] t. sub. L]
er det lastmoment, [s. sub. i] og [P. sub. o]
Inngangs- og utgangseffekt, [s. sub. m]
er det mekanisk og elektrisk kraft, 【s. sub. Cu] og [P. sub. f]
Det er tapskraften forårsaket av henholdsvis svingete motstand og friksjon.
Modellen har 5 parametere, men 2 av dem er [L. sub. A] og [J. sub. Jeg]
, det er ingen innvirkning 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 stabil tilstand og 2 krav til forbigående, som er den elektriske og mekaniske tidskonstanten bestemt [L. sub. a] og [j. sub. i] henholdsvis. B.
algoritme, og gi et eksempel på algoritmen til kravene i tabell I
for det tredje, de fleste av dem er basert på kraftelementskjemaet (1)-(2)
, for noen andre krav kan det ganske enkelt endres.
For eksempel, 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. Tap], [s. Sub. F])). [[tau]
.
Hvis kjernetapet ikke blir ignorert, må det også trekkes fra [P. sub. tap]
når beregning [P. sub. Cu].
Driftsverdiene i tabell II og parametrene i tabell III er følgende simulering av DC Servo Motor-modellen [bekreftet nøyaktig] 17]: [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (3) III.
Induksjonsmotorutforming.
Feltorientert kontrollteori (FOC)
Når det gjelder en kortslutning av rotor, vil den bli vurdert, der rotormagnetfeltkoblingsvektoren og D-aksen.
I tillegg vil minimumsstator RMS -strømmen være å foretrekke for lik dreiemoment.
Siden alle derivater blir null i jevn tilstand,
blir den elektriske ligningen [18] statoren og rotoren [
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 roterende ved enhver elektrisk vinkelhastighet, er rotoren [[omega]. sub. g]; [R. sub. s], [L. sub. s], [R. sub. R] og [L. sub. r]
statorresistens og induktans, samt rotormotstand og induktans;
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], vi får [[psi]. sub. rd] = [mi. sub. SD]
i en stabil tilstand. Tatt i betraktning [[psi]. sub. r] = ([L. sub. R]/m) ([[psi]. Sub. S]-[Sigma] [l. Sub. S] [i. Sub. S])
Steady State Value [[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. Blir (4) [
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]
stator inngangskraft og [P. sub. Cust]
er motstandstapet av statoren.
[Valg]
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (9) krefter [[PSI]. sub. RQ] [høyre pil]
Rask 0 i henhold til den elektriske tidskonstanten til den therotor [[tau]. sub. r] = [l. sub. r]/[r. sub. r], og lager (8) [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (10)
Et annet vilkårlig valg er vinkelen på i i forhold til D-
Aksen til referanserammen, ikke nødvendig å stille krav til [[psi]. sub. rd].
Det rimelige valget for denne vinkelen er 45 [grader], dvs. [i. sub. sd] = [i. sub. SD]
Maksimal 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 elektrisk rad/s
Med andre ord, dette valget gir en viss grad [T. sub. e]
oppnådd med minimumsnivået til statoren RMS -strøm. Deretter fra (9) og (10), [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (11)
hvor er S?
Du kan se fra enkeltfase
-ekvivalent induksjonsmotor uten kjernetap i jevn 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 tilsvarende (11) til (12) og ved bruk av (13)
finner vi et annet parameterforhold fra operasjonsverdien: [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (14)
i designalgoritmen til induksjonsmotor, stator-effektfaktoren [PHI]. sub. 1]
Siden det er lik [COS45], skal det ikke være designstandardgrader]
etterslep av idealisert induksjonsmotor [20]
hvor, hvis minimumsstatoren RMSCUR -leien påføres for det nødvendige dreiemomentet og omtrent COS45 [, er fluksen og statorresistens nulogen]
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-aksen, [v. sub. S] er omtrent 90 [grader]
før det, det var omtrent 45 [grader] foran [i. sub. s] når [i. sub. sd] = [i. sub. Sq].
Nøyaktig verdi av COS [[PHI]. sub. 1]
Det er vanskelig å bestemme direkte, men vi kan gjøre det i to trinn.
Først beregnes parametrene med [voldgift. [Phi]. sub. 1]
Verdien er 0. 7.
I henhold til designkriteriene i neste underavsnitt, 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 er [? ? ] og [L. sub. s] = [m. sup. 2]/(1 -[Sigma]) [l. sub. r].
Derfor statorspenningen fra (7)
proporsjonal med COS [[phi]. sub. 1].
Enhver COS i første trinn [[Phi]. sub. 1] verdi, (7)
den nødvendige statorspenningen kan ikke gis;
Men riktig COS [[Phi]. sub. 1]
Du kan deretter finne verdien ved å bruke skala og beregne noen parametere igjen deretter. B.
Ved å bruke et eksempel for å oppfylle kravene i tabell IV, blir algoritmen først beregnet i tabell V der det samme symbolet har samme betydning som definert i seksjon II. Deretter
er 2- Stageberegningen fullført.
I det første trinnet finnes tidsverdien som er representert av symbolet med den øvre grensen med voldgifts -COS [[PHI]. sub. 1] (0.
7 For eksempel)
som vist i tabell 6.
I den andre fasen er noen driftsverdier og parametere beregnet nøyaktig som vist i tabell VII for å oppfylle kravene.
Som vist i tabell VIII, kan noen ekstra operasjonsverdier også beregnes. C.
Modeller som simulerer parametersett kan brukes med hvilken som helst form for modell;
Arranger for eksempel modelldifferensialligningen i [18]
normal, (15)
oppnådd i synkron referanseramme
rotoren, og statorstrømmen og rotormagnetfeltet er de elektriske tilstandsvariablene. [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (15)
I tillegg kan en dobbeltmatet motormodell (16)
også brukes med parametrene som er funnet av algoritmen;
Imidlertid er driftsverdien til algoritmen null rotorspenning [V. sub. rd], [v. sub. RQ]. Ligning (16)
Differensialligningen til modellen oppnås 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 parametrene og driftsforholdene er simulert (15)
og beregningen av den ekvivalente kretsen. IV. PMSM-design A.
Teori For å utvikle designalgoritmen til den permanente magnetsynkronmotoren, vil retningen til statormagnetfeltet bli vurdert, der komponentene i stator magnetfeltlinkeren er fra den permanente magnetkilden ([[phi]. Sub. PM])
i samsvar med D-aksen.
I tillegg vil minimumsstator RMS -strømmen være å foretrekke for det nødvendige dreiemomentet.
Stator -ligning] 22]
Ligner på induksjonsmotoren [[Omega]. sub. r] erstattet for [[omega]. sub. g].
Siden alle derivater 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] er D-og Q-
signifikant different akse synkron induktans
Betydningen av polmaskinen og lignende symboler er lik den for induksjonsmotoren.
Og så i balanse, multipliserer [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (19)
med begge sider (3/2) [[i. sub. sd] [i. sub. Sq]]
Inngangskraft fra venstre: [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (20)
Den første begrepet 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 begrepene 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 husleien av statoren rmscur [? ? ] Generasjon [? ? ]
Lik derivatet [T. sub. e]
om [i. sub. SD]
til null, vi må løse [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (22) for [i. sub. sd]. Bruker [? ? ]
Definert som forholdet mellom dreiemoment og totalt [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 permanente magnetsynkronmotoren i henhold til de ønskede driftsforholdene er veldig enkel for den sylindriske rotortypen fordi [k. sub. TPM] = 1 som [L. sub. sd] = [L. sub. Sq]. Likestilling [? ? ] ved å bruke (19) gir [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (27)
Permanent magnet synkronmotor for sylindrisk rotor.
En ikke -lineær ligning [k. sub. TPM]
Problemet med disse koeffisientene er veldig komplisert og bør løses. stangtype.
For å bestemme [anbefales det å bruke en loopalgoritme i stedet for å løse dette komplekse problemet] k. sub. Tpm].
Loop-algoritmen kan være Newton-
Rampsons metode, men derivatet erstattes av den numeriske tilnærmingen av de to siste iterasjonene.
Andre parametere kan deretter bestemmes. B.
Ved å bruke et eksempel for å oppfylle kravene i tabell X, blir algoritmen først beregnet i Tablexi, der det samme symbolet har samme betydning som definert i de foregående seksjonene.
Så hvis rotoren er sylindrisk. e. [k. sub. dq]
= 1, andre parametere og noen operasjonsverdier er vist i tabell 12.
For de signifikante polmotorene ([k. Sub. DQ] [ikke lik] 1)
, foreslås følgende algoritme med sløyfe: Trinn 1: Tildel stopp-verdi for | [e. sub. v]
| Absolutt feil [V. sub. S1. sup. RMS]
Krav, for eksempel [Epsilon] = [10. sup. -6] v.
Trinn 2: Tildel en grense for | [Delta] [k. sub. Tpm]
|, absolutt endring] k. sub. TPM]
i et trinn, for eksempel [Delta] [k. sub. Maks] = 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. gammel] = 0.
Trinn 4 av 5 V: Edge | [e. sub. V] | > [Epsilon], trinn 4. A: [? ? ] Trinn 4. B: Hvis [? ? ], da [? ? ] 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 blir bekreftet nøyaktig ved å simulere C.
-modeller som brukes til å simulere parametersett, kan brukes med hvilken som helst form for modellen, for eksempel (28)
i den synkrone referanserammen med statorstrøm og rotorhastighet som elektriske tilstandsvariabler.
Differensialligningen til modellen oppnås i [22]
normal form. [
Ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (28) V. WRSM -design A.
Teori for å bestemme WRSM -parametrene til visse driftsverdier, det samme som designmetoden for permanent magnetsynkronmotor 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. Tilsvarende [P. sub. i] i [I. sub. S1. sup. RMS] og [t. sub. e]
Formelen erstattes bare med inngangskraften til statoren [P. sub. ist] = [P. sub. i]-[s. sub. CUROT].
I tillegg to forventninger til en gitt [v. sub. f], [i. sub. f] og [k. sub. rl] = [s. sub. CUROT]/[s. sub. tap];
Den tredje finnes i deres jevn tilstand, v. sub. f] = [R. sub. f] [i. sub. f], hvor [v. sub. f] og [R. sub. f]
Det er rotorenes 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 rotorenes notasjon, 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 selvfølsom, i tilfelle av optimal tilpasning til rotoren, Noleakage [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 den permanente magnetsynkronmotorutformingen, og de samme kravene vil antas å være litt annerledes, 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.
Velg 2, Betydning [P. sub. i] = 5250w, [s. 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 PMSMSSECTION de samme [[PHI]. sub. PM] som [Mi. sub. f]. Deretter [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (31) [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (32)
for den sylindriske rotorsaken ([k. Sub. DQ] = 1), [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (33) og av (30), [L. sub. f] = 154. 5 MH.
For signifikant sak 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 alle 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 for modelldifferensialligningen i [24]
, der fluks-koblingsvariabelen er [
ikke-reproduserbare matematiske uttrykk] (36) og [[PSI]. sub. f]
Magnetisk fluks av rotorvikling. Vi.
I henhold til motormodus blir generatoren i generatormodus endret, og inngangseffekten og akselutgangskraften til motoren blir negativ, som er definert som negativ.
Selv om den negative verdien av akselutgangseffekten med definisjonen av motormodus er akselinngangskraften til generatoren, er den relative verdien av inngangseffekten til motormodusdefinisjonen ikke generatorens utgangseffekt hvis eksitasjonsstrømmen blir brukt.
Derfor, når den foreslåtte algoritmen brukes til generatormodus, legges den negative verdien av generatorens ønskede utgangseffekt til eksitasjonskraften og brukes som inngangskraft i algoritmen.
For en bypass rotor synkron generator er for eksempel designkravet 1300W av den totale akselinngangseffekten, 1000W av netto motorstatorutgangseffekt og 100W av eksitasjon (rotor) inngangskraft.
Så alle to inngangseffekter [P. sub. i] = -
Utgangskraft: 900wp. sub. O] = -
1300 W, effektivitet (1300)/( - 900) = 1.
Selv om effektiviteten til generatoren er 444 = 0, brukes 900/1300 som et designkrav i algoritmen. 692 faktisk. For dobbeltmotor
blir strøminngangen til rotoren også ansett for å være eksitasjonskraften, hvis den positive eksitasjonskraften blir trukket ut fra rotorens elektriske terminal, vil eksitasjonskraften også bli negativ.
Utformingen av induksjonsmotoren i henhold til kravene til generatormodus krever to ytterligere tiltak.
I. Initialverdi cos [[phi]. sub. 1]
Negative verdier må tas, for eksempel-0. 7.
For det andre, ikke fra (13)
negativ glid, [[tau]. sub. r]
det må være en negasjon av det, som betyr [i. sub. sd] = -[i. sub. Sq] brukes. Vii.
Transformator Design Transformatorparameteralgoritmen basert på etterspørselstabellen XIV er listet i tabell 15 for å imøtekomme utdanningsbehovene.
For eksempel, for å vurdere studentens evne til å gjøre vektoralgebra i en eksamen, kan instruktøren ønske [[alfa]. sub. E [v. sub. 2]]
Vinkel kan ikke ignoreres.
De fleste formler og symboler gir ikke en forklaring fordi de er kjente.
Organisasjonen deres er algoritme.
Algoritmen som er foreslått i denne artikkelen kan bidra til å designe produksjonsformålet.
Et eksempel på transformatordesign, forutsatt [[mikro]. sub. r] = 900, [h. sup. 2]
/a = 133, magnetisk flukstetthet b = 1.
Imidlertid gir de en ganske nær mening om fysisk design. Viii.
Enkel konklusjon til-
de grunnleggende modellparametrene til DC-servomotor, induksjonsmotor, PMSMS, WRSMS og transformator foreslås ved bruk av formler og algoritmer.
Designkravene er hovedsakelig driftsforhold.
Andre designkrav som svingforhold, tidskonstant, lekkasjekoeffisient, etc.
Dette er enkelt for en uerfaren forsker.
Det oppnådde settet med modellparametere oppfyller driftsbetingelsene som kreves for den antatte modellen.
Disse algoritmene er også anvendelige for behovene til generatormodus.
Selv om de foreslåtte designalgoritmene ikke produserer de fleste av produksjonsparametrene, vil de også bidra til å bestemme dem fordi de nødvendige driftsverdiene også er funnet.
For å illustrere denne muligheten har transformatoreksemplet blitt 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, \ 'Kombinasjon av optimalisert design og kontroll med anvendelsen av 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 of Small Brush and Brushløs DC Motor \'.
College Publishing Team, s. 207-235,2014. [3] c. -G. Lee, H. -S. Choi, \ 'Fea-
optimal utforming av permanent magnet DC-motor basert på internett distribuert databehandling13, 284-291, september 2009. [4] W.
Jazdswiski, \' Multi-Standard Optimization of Squirrels
IEE Program B-Design of Cage Induction Motor
Power Power, Rolls. 136, s. 299-307, nov. 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 bruk av genetisk algoritme og optimal induksjonsmotordesign GUI i Matlab \', i :. Konkani, R. Bera, S. Paul (eds)
Advances in Systems, Control and Automation.
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 optimaliserer 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 direkte retningslinje for elektrisk stål Permanent magnet Synkronmotor
heisen \ ', Int. Conf.
Marseille Electric Machinery Factory, Frankrike, P. 2012. 1256-1263. Doi: 10. 110/Icelmach.
Drive Termiske aspekter \ 'Force Lefik: Int. J.
For beregning og matematikk i elektrisk og elektronisk ingeniørvitenskap., Vol. 34 s. 561-572,2015. doi: 10. 1100/tvingende
' Design of Centalize, J. Salmon, amee, amee, ° C Conference og konferanse og konferanse. IPM synkronmotor for svake applikasjoner i brede felt \ '(ECCE)
Montreal, side 2015. 3865-3871. DOI: 10. 1109/ECCE. 2015. 7310206 [11] SJ Kwon, KoraS, Koras
, og karakteristisk analyse av ISGACCording'
. Institute of Electrical Engineers, bind 162, s. 1228-1233, september 2013. DOI: 10. 2013. 62. 9. 1228 [12] g. -H. Lee, H. -H. Lee, Q.
Wang, \ 'Utvikling av Wulong Synchronous Motor for Belt Transmission-Drevet E-
Auxiliary System, \' Magnetic Journal, Volume 118, s. 487-493, desember 2018. DOI: 10. 4283/JMAG. 2013. 18. 4. 487 [13] d. Lee, Y. -H. Jeong, S. -y.
Jung, \ 'ISG 's design med svingete rotor synkron motorisk og ytelses sammenligning med intern permanent magnet synkron motor \', handel av Korea Association of Electrical Engineers, bind 162, s. 37-42, januar 2013. DOI: 10. 5370/kiee. 2012. 62. 1. 037 [14] f. Meier, S. Meier, J.
Soulard \ 'EMETOR--
Et pedagogisk nettstedverktøy
basert på permanent design
\' Magnet Sync Machine \ 'i Magnet \'. av int. Konf.
På motoren i Vilamoura, Portugal, 2008, papir -ID. 866. Doi: 10. 1109/Icelmach. 2008. 4800232 [15] y. Yang, SM Castano, R. Yang, M. Kasprzak, B. Bilgin, A. Sathyan, H. Dadkhah, A.
Emadi, \ 'Design og sammenligning av intern permanent magnetmotortopologi for trekkapplikasjoner \', IEEE Trans.
Elektrifisert transport, bind 13, s. 86-97, mar. 2017. DOI: 10. 1109/tte. 2016. 2614972 [16] h. Saavedra, J. -R. Riba, L.
Romelar, Mer
måloptimalisering av fem-fase feil
fremgang i elektrisk og datateknikk, bind II. 15, s. 69-76, februar. 2015. DOI: 10. 4316/aece. 2015. 01010 [17] a.
Sevinc, \ 'Integrert algoritme av minimumskontroller med tilbakemelding av utganger og promotering \', Journal of Electrical Engineering and Computer Science, Tyrkia, Vol. 21, s. 2329-2344, nov. 2013. DOI: 10. 3906/ELK-1109-61 [18] SR Bowes, A. Sevinc, D.
Hollinger, \ 'Den nye naturlige observatøren brukte på hastighet-
IEEE Trans: \' DC Servo og induksjonsmotorer uten sensorer.
Industrial Electronics, bind 151, s. 1025-1032, oktober 2004. DOI: 10. 1109/slips. 2004. 834963 [19] CB Jacobina, J. Bione Fo, F. Salvadori, Amn Lima, Andl. Som
ieee-ribeiro, \ 'en enkel indirekte feltvendt motorisk kontroll uten hastighetsmåling \' ias conf. Rec.
Roma, Italia, side 2000. 1809-1813. doi: 10. 1109/ias. 2000. 882125 [20] k. Koga, R. Ueda, T.
Sonoda, \ 'Stabilitetsproblem med induksjon Motor Drive System \' i IEEE \ 'Ias Conf. Rec.
, Pittsburgh, PA, USA, volum 1988. 1., s. 129-136. Doi: 10. 110/
.
ias Diagnosemetode basert på adaptiv PIM multiobserver-
Eksperimentell verifisering, \ 'int. J.
Moderne ikke-lineær teori og applikasjon4, s. 161-178, juni 2015. DOI: 10. 4236/ijmnta. 2015. 42012 [22] ELC
Arroyo, \ 'Modellering og simulering av drivsystemet til permanent magnet synkron motor \', M. Sc. avhandling, avd. Electrical Eng.
University of Puerto Rico, Puerto Rico, 2006. [23] AE Fitzgerald, C. Kingsley, Jr., SD
Uman People, Electric Machinery.
New York, USA, NY: McGraw-Hill, s. 660-661, 2003. [24] G.
\ 'Modellering av bypass konveks pol synkronmotor og dens konstante kraftområdeomformer \' i Fririch Res Evs \ '17, 2000.
Institutt for elektro og elektronisk ingeniør Kirikkale University of Turkey ATA Sevinc. Som @ Atasevinc. 71451
Net Numeric Objectier 10. 4316/ATASEVINC.
