I.
Forskare som deltar i kontrollsimuleringen av elektriska fordon behöver vanligtvis en uppsättning lämpliga modellparametrar för att producera driftsförhållanden på önskat område.
Eftersom någon uppsättning parametrar kanske inte är rimliga letar de efter en uppsättning parametrar i simuleringen som tillhör en riktig motor, eller åtminstone en verifierad modell.
Men vad de har upptäckt kanske inte uppfyller deras krav väl.
Eftersom det kan finnas ett programmeringsfel i en uppsättning parametrar och arbetsförhållanden kanske de inte märker ett undantag från simuleringsresultaten.
Så de behöver några designalgoritmer som helt enkelt ger modellparametrarna som styr simuleringen inom det nödvändiga arbetsområdet.
Det finns flera verk av DC-motordesign [1-3]
induktionsmotor [4-7]
Permanent Magnet Synchronous Motor (PMSM) [8-10]
, eller runt rotorn (WRSM) [11-13]
och två cylindriska [9], [12] och salient-pol [10-11], [13] rotoryper.
De förklarade bra sätt att hitta fysiska implementerings- och tillverkningsparametrar och gjorde några förbättringar;
De gav emellertid inte alla modellparametrar lämpliga för simuleringen och gav ibland inte ens lindningsmotståndet.
AwebSite tillhandahåller några datorverktyg för permanentmagneter (PM)
bildesigner [14].
Det beräknar fysiska parametrar, inklusive de flesta parametrar som krävs för enkel modellsimulering online.
Verktygen frågar dock användaren om några av alternativen, som inte är kända för oerfarna användare även om förklarande bilder tillhandahålls.
Dessutom kan användaren inte starta direkt från de grundläggande kraven för driftsförhållanden som kraft, spänning, hastighet och effektivitet.
Även om det finns prisvärda verktyg och algoritmer i motordesign, är de befintliga verktygen och algoritmerna i litteraturen inte lämpliga för forskare att snabbt få enkla modellparametrar inom det nödvändiga arbetsomfånget.
Jag vill inte utöka referenslistan, eftersom studien som förklarar de designmetoder som är lämpliga för forskarens kontroll över simuleringsändamål är helt klart en allvarlig brist i litteraturen.
Denna artikel hjälper forskare att generera sina egna rörelseparametrar baserat på de driftsförhållanden de förväntar sig.
Den föreslagna algoritmen är lämplig för DC -servomotorer, induktionsmotorer och synkronmotorer med PM eller slingrande rotorer av konvex eller cylindrisk typ, samt transformatorer.
Dessa är en annan designalgoritmer baserade på standarder som skiljer sig helt från fysiska designstandarder [15-16]
eftersom det föreslås för simulering och beräkning.
För att illustrera att denna design också kan ge några åsikter om värdena på tillverkningsparametrar, inklusive transformatoralgoritmen.
Även om de flesta formler är bra.
Som vi alla vet bör det betonas att bidrag inte bör underskattas och att det är mest osannolikt att nå en uppsättning parametrar som uppfyller kraven utan att följa särskilt organiserade steg och kontrollantaganden.
Min stränga litteraturundersökning resulterade inte i att hitta en algoritm som uppfyllde de grundläggande kraven för \ 'arbetskraft, spänning, hastighet och effektivitet \' för DC -servo, induktion, synkrona motorer.
Som induktionsmotor och projektion
behöver den polära synkronmotorn detaljerad algoritm, som är det viktigaste bidraget för detta dokument.
Som kommer att beskrivas kan dessa algoritmer också användas när de ges kraven i generatorläget.
Som antas av de flesta modeller ignoreras kärnförlust, fördröjning, mättnad och armaturdragningsroller här.
Modellen som används av AC-motorn är baserad på 3-fas [
vänster och höger pilar2fas (DQ)
-omvandling motsvarande amplituden hos fasvariabeln som huvudsakligen används i litteraturen.
Dessa algoritmer är baserade på vissa preferenser, eftersom alla speciella val av kontrollmetoder och godtyckliga antaganden kan prioriteras under designprocessen för att uppfylla de nödvändiga driftsförhållandena.
För enkelhets skull ges de flesta algoritmformler i tabellen.
Modeller ges sedan i paradigmet för differentiella ekvationer, som är redo att simuleras med SOLVER -programmet. Ii.
DC Servomotordesign.
Teorin som har varit (t)
derivat förändras till noll, elektriska och mekaniska ekvationer i stabilt tillstånd [17]
blir motorn [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (1) [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (2)
om multiplicerade [i. sub. A] och [omega]
var är parametrarna 【R. sub. A] och [L. sub. a]
motstånd och induktans av armatur, [k. sub. b]
är den bakre potentialen eller vridmomentkonstanten, [b. sub. f]
är friktionskonstanten och [J. sub. i] är trögheten;
Och variabler [v. sub. a] och [i. sub. a]
spänning och ström på den lindning som appliceras, [omega]
vinkelrotorhastighet i [rad/s] t. sub. L]
är det lastmoment, [s. sub. i] och [P. sub. o]
Ingångs- och utgångseffekt, [s. sub. m]
är det mekanisk och elektrisk kraft, 【s. sub. Cu] och [P. sub. f]
det är förlustkraften orsakad av lindningsmotstånd respektive friktion.
Modellen har 5 parametrar, men 2 av dem är [L. sub. A] och [J. sub. i]
, det har ingen inverkan i ett stabilt tillstånd.
Dessutom finns det 2 oberoende variabler, 【V. sub. A] och [T. sub. L].
Därför kan vi ha 5 krav för stabila tillstånd och 2 krav för övergående, vilket är den elektriska och mekaniska tidskonstanten bestämd [L. sub. a] och [j. sub. i] respektive. B.
algoritm och ger ett exempel på algoritmen för kraven i tabell I
tredje, de flesta är baserade på kraftelementdiagrammet (1)-(2)
, för vissa andra krav kan det helt enkelt modifieras.
Till exempel, i varje ([v. Sub. A], [i. Sub. A], [P. sub. I]), ([P. sub. O], [s. Sub. I], [eta]), ([t. sub. L], [P. sub. O], n), ([k. Ml], [P. Sub. Förlust], [P. [[Tau]
.
Om kärnförlusten inte ignoreras måste den också dras från [P. sub. förlust]
vid beräkning [P. sub. Cu].
Driftsvärdena i tabell II och parametrarna i tabell III är följande simulering av DC-servomotormodellen [verifierad exakt] 17]: [
Icke-reproducerbara matematiska uttryck] (3) iii.
Induktionsmotordesign.
Fältorienterad kontrollteori (FOC)
När det gäller en rotor kortslutning kommer det att övervägas, där rotormagnetfältlänkvektorn och d-axeln.
Dessutom kommer minsta stator -RMS -ström att föredras för lika vridmoment.
Eftersom alla derivat blir noll i stabilt tillstånd
blir den elektriska ekvationen [18] statorn och rotorn [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (4) [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (5) Var [? ? ] och [[psi]. sub. r] = [[psi]. sub. rd]+ j [[psi]. sub. rq] = [l. sub. r] [i. sub. r]+[mi. sub. S]
komplex statorspänning, ström- och magnetflöde och referensram Med avseende på roterande vid alla elektriska vinkelhastighet är rotorn [[omega]. sub. g]; [R. sub. S], [L. sub. S], [R. sub. r] och [L. sub. r]
statorns motstånd och induktans, såväl som rotormotståndet respektive induktansen;
Induktansen mellan statorn och rotorn och [[omega]. sub. r]
det är rotorns elektriska hastighet.
Med valet [[omega]. sub. g] tillfredsställande [[PSI]. sub. rq]
foc = 0, från (4)-(5) eller [19], vi får [[psi]. sub. rd] = [mi. sub. sd]
i ett stabilt tillstånd. Med tanke på [[PSI]. sub. r] = ([L. sub. r]/m) ([[psi]. Sub. S]-[Sigma] [l. Sub. S] [i. Sub. S])
stabilt tillståndsvärde [[[PSI]. sub. sq] = [Sigma] [l. sub. si. sub. sq]], [[PSI]. sub. SD] = [l. sub. si. sub. SD]] (6)
Implementering, som [Sigma] = 1 -[m. supera. 2]/([l. Sub. S] [l. Sub. R])
är läckkoefficienten. Sedan (4) blir [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (7)
i ett stabilt tillstånd.
Multiplicera med båda sidor (3/2) [[i. sub. SD] [i. sub. sq]]
från vänster [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (8) där [P. sub. i]
stator ingångseffekt och [P. sub. CUNT]
är motståndsförlusten för statorn.
[Val]
Icke-rep-producerbara matematiska uttryck] (9) krafter [[PSI]. sub. rq] [höger pil]
Fast 0 Enligt den elektriska tidskonstanten för Therotor [[tau]. sub. r] = [l. sub. r]/[r. sub. r], och gör (8) [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (10)
Ett annat godtyckligt val är vinkeln för I relativt D-
Axeln för referensramen, inget behov av att ställa krav på [[PSI]. sub. rd].
Det rimliga valet för denna vinkel är 45 [grader], dvs. [i. sub. SD] = [i. sub. SD]
Maximal mekanisk och elektrisk vridmoment 【T. sub. E]
i viss utsträckning [? ? ] Sedan [T. sub. e]
proportionell [i. sub. SD] [i. sub. sq]
på grund av valet 【[psi]. sub. rq]
= 0, låt också [[omega]]. sub. g] = [[omega]]. sub. s]
, synkron hastighet i elektrisk rad/s
med andra ord, detta val ger en viss grad [T. sub. e]
erhållet med minsta nivån för STATOR RMS -strömmen. Sedan från (9) och (10), [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (11)
Var är S?
Du kan se från enfasekvivalentkretsen
för induktionsmotor utan kärnförlust i stabilt tillstånd, [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (12)
och enligt (9), valet [i. sub. SD] = [i. sub. sd] inträffar om [[[tau]. sub. r] = [1-s/s [[omega]. sub. r]]] (13)
På höger sida av motsvarande (11) till den för (12) och med (13)
hittar vi ett annat parameterförhållande från driftsvärdet: [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (14)
i designalgoritmen för induktionsmotor, statorns effektfaktor [PHI]. sub. 1]
Eftersom det är lika med [COS45], bör det inte vara Design StandardDegrees]
fördröjning av idealiserad induktionsmotor [20]
där, om minsta stator RMSCUR -hyra appliceras för det nödvändiga vridmomentet och ungefär COS45 [, är flödet och statormotståndet nollegre]
i de flesta andra fall.
Anledningen är från (6) sedan [[PSI]. sub. sq]/[[psi]. sub. SD] = [Sigma] [
ungefär lika med] 0, [[PSI]. sub. s]
nästan med d-axel, [v. sub. s] är cirka90 [grader]
före den var det cirka 45 [grader] före [i. sub. S] när [i. sub. SD] = [i. sub. sq].
Exakt värde på cos [[phi]. sub. 1]
Det är svårt att bestämma direkt, men vi kan göra det i två steg.
Först beräknas parametrarna med [skiljedom. [PHI]. sub. 1]
Värdet är 0. 7.
Enligt konstruktionskriterierna i nästa underavsnitt är statorströmmen omvänt proportionell mot COS [[PHI]. sub. 1], då ([M. sup. 2]/[l. Sub. R])
proportionell [cos. supera. 2] [[Phi]. sub. 1] av (14) och så är [? ? ] och [L. sub. s] = [m. supera. 2]/(1 -[Sigma]) [l. sub. r].
Därför statorspänningen från (7)
proportionell till cos [[phi]. sub. 1].
Alla COS i det första steget [[PHI]. sub. 1] värde, (7)
den erforderliga statorspänningen får inte anges;
Men rätt cos [[phi]. sub. 1]
Du kan sedan hitta värdet med skala och beräkna vissa parametrar igen i enlighet därmed. B.
Med hjälp av ett exempel för att uppfylla kraven i tabell IV beräknas algoritmen först i tabell V där samma symbol har samma betydelse som definieras i avsnitt II. Därefter
är 2- Stegberäkningen slutförd.
I det första steget hittas tidsvärdet som representeras av symbolen med den övre gränsen med skiljedom cos [[PHI]. sub. 1] (0.
7 Till exempel)
som visas i tabell 6.
I den andra fasen beräknas vissa operativa värden och parametrar exakt som visas i tabell VII för att uppfylla kraven.
Som visas i tabell VIII kan vissa ytterligare driftsvärden också beräknas. C.
Modeller som simulerar parameteruppsättningar kan användas med vilken form som helst;
Arrangera till exempel modellens differentiella ekvation i [18]
blir normal, (15)
erhållen i synkron referensram
rotorn, och statorströmmen och rotormagnetfältet är de elektriska tillståndsvariablerna. [
Icke-rep-producerbara matematiska uttryck] (15)
Dessutom kan en dubbelmatad motormodell (16)
också användas med parametrarna som finns av algoritmen;
Emellertid är algoritmens driftsvärde noll rotorspänning [v. sub. rd], [v. sub. rq]. Ekvation (16)
Modellens differentiella ekvation erhålls i [21]
normal form. [
Icke-reproducerbara matematiska uttryck] (16) d.
Ekvivalent krets och mervärde: Parametrar kan också omvandlas till enfasekvivalent
krets (fig. 1)
såsom visas i tabell 9.
Alla dessa parametrar och driftsförhållanden simuleras (15)
och beräkningen av den ekvivalenta kretsen. Iv. PMSM-design A.
Teori För att utveckla designalgoritmen för den permanenta magnetens synkronmotor kommer riktningen för statormagnetfältet att övervägas, där komponenterna i statormagnetfältlänken är från permanentmagnetkällan ([[Phi]. Sub. PM])
anpassas till D-axel.
Dessutom kommer minsta stator -RMS -ström att föredras för det nödvändiga vridmomentet.
Statorekvation] 22]
liknande induktionsmotorn [[omega]. sub. r] ersatt för [[omega]. sub. g].
Eftersom alla derivat blir noll i stabilt tillstånd blir statorekvationen [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (17) där [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (18) [l. sub. SD] och [L. sub. sq] är d-och q-
signifikant-different axel synkron induktans
Betydelsen av polmaskinen och liknande symboler liknar den för induktionsmotorn.
Och sedan i balans, [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (19)
multiplicerar med båda sidor (3/2) [[i. sub. SD] [i. sub. sq]]
inmatningskraft från vänster: [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (20)
Den första termen till höger är [P. sub. Cu].
Eftersom det mekaniska och elektriska vridmomentet är [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (21) och [[omega]. sub. MEC] = [[omega]. sub. r]/[n. sub. pp]
, summan av de andra två termerna på höger sida (20)
lika med mekanisk och elektrisk kraft ([P. sub. M] = [t. Sub. E] [[Omega]. Sub. MEC] = [P. Sub. O]+ [P. sub. F]).
För att få den största [T. sub. e]
i viss utsträckning, hyran av statorn rmscur [? ? ] Generation [? ? ]
Lika derivatet [T. sub. e]
om [i. sub. SD]
till noll måste vi lösa [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (22) för [i. sub. SD]. Använder [? ? ]
Definierat som förhållandet mellan vridmoment och totalt [på grund av permanenta magneter] t. sub. E], och [? ? ] I (22), [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (23) [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (24) sedan [[phi]. sub. Pm]
är en viss parameter, [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (25) [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (26)
Algoritmen för att bestämma parametrarna för den permanentmagnet synkronmotorn enligt de önskade driftsförhållandena är mycket enkelt för den cylindriska rotorstypen eftersom [k. sub. Tpm] = 1 som [L. sub. SD] = [L. sub. sq]. Jämföra [? ? ] Genom att använda (19) ger [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (27)
Permanent magnet synkronmotor för cylindrisk rotor.
Emellertid en olinjär ekvation [k. sub. Tpm]
Problemet med dessa koefficienter är mycket komplicerat och bör lösas. polstyp.
För att bestämma [det rekommenderas att använda en slingalgoritm istället för att lösa detta komplexa problem] k. sub. Tpm].
Loop-algoritmen kan vara Newton-
Rampson: s metod, men derivatet ersätts av den numeriska tillnärmningen av de två sista iterationerna.
Andra parametrar kan sedan bestämmas. B.
Med hjälp av ett exempel för att uppfylla kraven i tabell X beräknas algoritmen först i Tablexi, där samma symbol har samma betydelse som definieras i de föregående avsnitten.
Så om rotorn är cylindrisk. e. [k. sub. dq]
= 1, andra parametrar och vissa driftsvärden visas i tabell 12.
För de signifikanta polmotorerna ([k. Sub. DQ] [inte lika med] 1)
föreslås följande algoritm med slinga: Steg 1: Tilldela stopp E-värde för | [e. sub. v]
| Absolut fel [V. sub. S1. supera. rms]
Krav, till exempel [Epsilon] = [10. supera. -6] v.
Steg 2: Tilldela en gräns för | [Delta] [k. sub. Tpm]
|, absolut förändring] k. sub. Tpm]
i ett steg, till exempel [delta] [k. sub. max] = 0. 02.
Steg 3: Starta följande operation när som helst för exempel värde [k. sub. TPM] = 0. 5, [Delta] [k. sub. TPM] = 0. 0001, [e. sub. v] = 0. 3V, [e. sub. V. Sup. gammal] = 0.
Steg 4 av 5 V: Edge | [e. sub. V] | > [Epsilon], steg 4. A: [? ? ] Steg 4. B: Om [? ? ], då [? ? ] Steg 4. C: [k. sub. Tpm] = [k. sub. Tpm]+ [delta] [k. sub. Tpm], [e. sub. V. Sup. gammal] = [e. sub. V] Steg 4. D: Beräkna [i. sub. SD] och [i. sub. SD] från (25) och (26) Steg 4. E: [? ? ] Steg 4. G: Beräkna [v. sub. sd] och [v. sub. sq] från (19) Steg 4. H: [? ? ]
I slutet genererar algoritmen parametrarna och handlingsvärdena i exemplet i TableXIII.
De verifieras exakt genom att simulera C.
Modeller som används för att simulera parameteruppsättningar kan användas med vilken form av modell som helst, till exempel (28)
i den synkrona referensramen med statorström och rotorhastighet som elektriska tillståndsvariabler.
Modellens differentiella ekvation erhålls i [22]
normal form. [
Icke-rep-producerbara matematiska uttryck] (28) v. WRSM -design A.
Teori för att bestämma WRSM -parametrarna för vissa driftsvärden, samma som designmetoden för permanent magnet synkronmotor som ersätter [P. sub. Cu] och [[phi]. sub. Pm] med [P. sub. Cust] och [Mi. sub. f]
var är de 【i. sub. f]
är rotorströmmen, m är induktansen mellan statorn och rotorn. På liknande sätt [P. sub. i] i [I. sub. S1. supera. rms] och [t. sub. e]
formeln ersätts endast med ingångseffekten hos statorn [P. sub. ist] = [P. sub. i]-[s. sub. Curot].
Dessutom alla två förväntningar på en given [v. sub. f], [i. sub. f] och [k. sub. rl] = [p. sub. Curot]/[s. sub. förlust];
Den tredje finns i deras stabila relation, v. sub. f] = [R. sub. f] [i. sub. f], där [v. sub. f] och [R. sub. f]
det är rotorns spänning och motstånd.
Bestäm rotorinduktansen [L. sub. f]
, ytterligare krav för att mäta strömmen mellan statorfasen och rotorlindningen [[Sigma]. sub. f] = 1 -[3 [m. supera. 2]/2 [l. sub. SD] [l. sub. f]]] (29)
Denna mätning är något mer komplex än den vanliga läckageffektiviteten på grund av rotorns märkbarhet, men överensstämmer fortfarande med 0 [
mindre än eller lika med] [[Sigma]. sub. f] [
mindre än eller lika med] 1 sedan [l. sub. sd]
är 3/2 gånger statorfasen självavkännande, i fallet med optimal inriktning med rotorn, noleakage [23]. Sedan weget [[L. sub. f] = [3 [m. supera. 2]/2 (1 -[[Sigma]. Sub. F]) [l. sub. sd]]]. (30) b.
Algoritm med exempel 1)
Krav: Utan att förlora generaliseringen, skriv inte samma steg igen som i den permanenta magnetens synkronmotordesign, och samma krav kommer att antas vara något annorlunda, medan [P. sub. O], [P. sub. ist] = [P. sub. i]-[s. sub. Curot], [P. sub. Curot] och [P. sub. f]
som tidigare, [k. sub. rl] = 0.
Välj 2, vilket betyder [P. sub. i] = 5250W, [s. sub. förlust] = 1250W, [P. sub. Curot] = 250W, [k. sub. Ml] = 0. 2 och [ETA] = 0.
7619 är idealisk.
Låt det extra behovet vara [v. sub. f] = 24vand [[Sigma]. sub. f] = 0. 02. 2.
Beräkning: Nu är alla andra värden i beräkningsavsnittet som anges i PMSMSECTION desamma [[PHI]. sub. Pm] som [Mi. sub. f]. Sedan [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (31) [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (32)
för det cylindriska rotorfallet ([k. Sub. DQ] = 1), [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (33) och av (30), [L. sub. f] = 154. 5 mH.
För det betydande fallet av pol] k. sub. DQ] = 5/3. [
Icke-reproducerbara matematiska uttryck] (34) och av (30), [L. sub. f] = 130. 5 mH. C.
Modeller som används för att simulera parameteruppsättningar kan användas med vilken form av modell, till exempel följande modeller i den synkrona referensramen med statorström och rotorhastighet som elektriska tillståndsvariabler. [
Icke-re-produktiska matematiska uttryck] (35)
Detta är paradigmet för modelldifferentialekvationen i [24]
, där flödeslänkvariabeln är [
icke-reproducerbara matematiska uttryck] (36) och [[PSI]. sub. f]
magnetflöde av rotorlindning. Vi.
Enligt motorläget modifieras generatorn i generatorläget, och ingångseffekten och axelens utgångseffekt blir negativ, vilket definieras som negativt.
Även om det negativa värdet på axelns utgångseffekt med motorläge -definitionen är generatorens axelkraft, är det relativa värdet på ingångseffekten till motorläge -definitionen inte generatorns utgångseffekt om excitationsströmmen appliceras.
Därför, när den föreslagna algoritmen används för generatorläge, läggs det negativa värdet på generatorens önskade utgångseffekt till excitationseffekten och används som ingångseffekt i algoritmen.
Till exempel, för en bypass -rotor synkron generator, är designkravet 1300W av den totala axelingången, 1000W av Net Motor Stator -utgångseffekten och 100W av excitation (rotor) ingångspower.
Så alla två ingångseffekt [P. sub. i] = -
Utgångseffekt: 900WP. sub. o] = -
1300 w, effektivitet (1300)/( - 900) = 1.
Även om generatorens effektivitet är 444 = 0, 900/1300 används som ett designkrav i algoritmen. 692 faktiskt. För dubbelmotor
anses rotorns kraftinmatning också vara excitationskraften, om den positiva excitationskraften extraheras från rotorns elektriska terminal kommer excitationskraften också att bli negativ.
Utformningen av induktionsmotorn enligt generatorlägeskraven kräver ytterligare två åtgärder.
I. Initialvärde cos [[PHI]. sub. 1]
Negativa värden måste tas till exempel-0. 7.
För det andra, inte från (13)
negativ slip, [[tau]. sub. r]
det måste vara en negation av det, vilket betyder [i. sub. SD] = -[i. sub. sq] tillämpas. Vii.
Transformatordesign Transformatorparameteralgoritmen baserad på efterfrågan Tabell XIV är listad i tabell 15 för att tillgodose utbildningsbehovet.
För att bedöma studentens förmåga att göra vektoralgebra i en tentamen kan till exempel instruktören önska [[Alpha]. sub. E [v. sub. 2]]
Vinkel kan inte ignoreras.
De flesta formler och symboler ger inte en förklaring eftersom de är bra -kända.
Deras organisation är algoritm.
Den algoritm som föreslås i detta dokument kan hjälpa till att utforma tillverkningsändamålet.
Ett exempel på transformatordesign, förutsatt [[mikro]. sub. r] = 900, [h. supera. 2]
/a = 133, magnetisk flödesdensitet b = 1.
Men de ger en ganska nära åsikt om fysisk design. Viii.
Enkel slutsats till
de grundläggande modellparametrarna för DC-servomotor, induktionsmotor, PMSS, WRSMS och transformator föreslås med hjälp av formler och algoritmer.
Kraven är huvudsakligen driftsförhållanden.
Andra konstruktionskrav som svängförhållande, tidskonstant, läckkoefficient, etc.
Detta är enkelt för en oerfaren forskare.
Den erhållna uppsättningen av modellparametrar uppfyller fullt ut de driftsförhållanden som krävs för den antagna modellen.
Dessa algoritmer är också tillämpliga på behoven hos generatorlägen.
Även om de föreslagna designalgoritmerna inte producerar de flesta av tillverkningsparametrarna, kommer de också att hjälpa till att bestämma dem eftersom de nödvändiga driftsvärdena också finns.
För att illustrera denna möjlighet har transformatorexemplet utvidgats till denna nivå.
Även om det är svårare för motorn, kan en snabb åsikt om den fysiska storleken härledas med den föreslagna algoritmen. Referenser [1] JA Reyer, Py
Papalambros, \ 'Kombinera optimerad design och kontroll med tillämpningen 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 Brushless DC Motor \'.
College Publishing Team, s. 207-235,2014. [3] c. -G. Lee, H. -S. Choi, \ 'Fea-
Optimal design av permanent magnet DC-motor baserad på internetdistribuerad dator13, 284-291, september 2009. [4] w.
Jazdswiski, \' Multi-standard optimering av ekorrar
IE-program B-design för burinduktionsmotoriska
applikationer, rullar. 136, s. 299-307, november 1989. DOI: 10. 1049/ip-b. 1989. 0039 [5] Mo Gulbahce, Da Kocabas, \ 'Höghastighetsfast
rotorinduktionsmotordesign med förbättrad effektivitet och reducerad 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 av induktionsmotorer med genetisk algoritm och optimal induktionsmotordesign GUI i Matlab \', i:. Konkani, R. Bera, S. Paul (eds)
Framsteg inom system, kontroll och automatisering.
Föreläsningsanteckningar om elektroteknik, Springer, Singapore, volym 442, sida. 127-132, 2018. DOI: 10. 1007/978-981-10-4762-6_12 [7] m. Cunkas, R.
Akkaya, \ 'Genetisk algoritm optimerar induktionsmotorer och jämför dem med befintliga motorer \', tillämpning av matematik och beräkning, vol. 11, s. 193-203, december 2006. doi: 10.
3390/MCA1102093 【8] s. Cicale, L. Albini, F. Parasiliti, M.
Design av en direktriktad elektrisk stål permanent magnet Synkron Motor
Drive The Elevator \ ', Int. Conf.
Electric Machinery Factory, France, P. 2012. 1256-1263. Doi: 10. 1109/icelmach. 2012. 6350037 [9] MODER.
Marseille thermal aspects\' force Lefik: Int. J.
For calculation and mathematics in electrical and electronic engineering. , vol. 34 pp. 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 centralized winding IPM Synkronmotor för svaga applikationer inom breda fält \ '(ECCE)
Montreal, sida 2015. 3865-3871. DOI: 10. 1109/ECCE. 2015. 7310206 [
]
11 Ingenjörer, volym 162, s. 1228-1233, september 2013. DOI: 10. 2013. 62. 9. 1228 [12] g. -H. Lee, H. -H. Lee, Q.
Wang, \ 'Utveckling av Wulong Synchronous Motor for Belt Transmission-Driven E-
Auxiliary System, \' Magnetic Journal, Volym 118, s. 487-493, december 2018. DOI: 10. 4283/JMAG. 2013. 18. 4. 487 [13] d. Lee, Y. -H. Jeong, S. -y.
Jung, \ 'Isg 's design med slingrande rotor synkron motor och prestanda jämförelse med intern permanent magnet synkron motor \', handel av Korea Association of Electrical Engineers, Volym 162, s. 37-42, januari 2013. DOI: 10. 5370/kiee. 2012. 62. 1. 037 [14] f. Meier, S. Meier, J.
Soulard \ 'Emetor--
En utbildningswebbplatsverktyg
baserad på permanent design
\' Magnet Sync Machine \ 'In Magnet \'. av int. Konf.
På motorn i Vilamoura, Portugal, 2008, pappers -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 och jämförelse av intern permanent magnetmotor topologi för dragkrafter \', IEEE Trans.
Elektrifierad transport, volym 13, s. 86-97, mars 2017. DOI: 10. 1109/TTE. 2016. 2614972 [16] h. Saavedra, J. -R. RIBA, L.
Romelar, mer
måloptimering av femfasen Fault-
framsteg inom elektrisk och datateknik, volym II. 15, s. 69-76, feb. 2015. DOI: 10. 4316/AECE. 2015. 01010 [17] a.
Sevinc, \ 'Integrerad algoritm för minimikontroller med utgångsåterkoppling och dess marknadsföring \', Journal of Electrical Engineering and Computer Science, Turkey, Vol. 21, s. 2329-2344, nov. 2013. DOI: 10. 3906/Elk-1109-61 [18] SR Bowes, A. Sevinc, D.
Hollinger, \ 'Den nya naturliga observatören applicerades på hastighet-
IEEE Trans: \' DC Servo och induktionsmotorer utan sensorer.
Industrial Electronics, Volym 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 indirekt fältläge motorstyrning utan hastighetsmätning \' IAS Conf. Rec.
Rom, Italien, sidan 2000. 1809-1813. doi: 10. 1109/IAS. 2000. 882125 [20] k. KOGA, R. UEDA, T.
SONODA, \ 'Stabilitetsproblem för induktionsmotordrivningssystem \' I IEEE \ 'IAS Conf. Rec. ,
s. 129-136. Doi: 10. 1109/ias. 1988. 25052 [21] A.
,
Pittsburgh , PA, USA, volym 1988. 1 Baserat på adaptiv PIM-multi-observer-
experimentell verifiering, \ 'int. J.
Modern Nonlinear Theory and Application4, s. 161-178, juni 2015. DOI: 10. 4236/ijmnta. 2015. 42012 [22] ELC
Arroyo, \ 'Modellering och simulering av drivsystem för permanent magnet Synkronmotor \', 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 -konvex polkronmotor och dess ständiga kraftområdesomvandlare \' I FRIRICH res EVS \ '17, 2000.
Institutionen för elektrisk och elektronisk teknik Kirikkale University of Turkey Ata Sevinc. Som @ Atasevinc. 71451
Net NUMERIC Object Identifier 10. 4316/AECE.
