CC BY-NC
76
А.А. Мартынов, В.К. Самсыгин, Д.В. Соколов, А.А. Коковинов, К.А. Никулкин
ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Санкт-Петербург
ИССЛЕДОВАНИЕ УСТРОЙСТВА ДЛЯ БЕСПРОВОДНОЙ ПЕРЕДАЧИ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ НА НЕОБИТАЕМЫЙ ПОДВОДНЫЙ АППАРАТ
Объект и цель научной работы. Исследование электромагнитных и энергетических процессов модели трансформатора с немагнитным зазором для обеспечения передачи энергии без электрической связи между источником и приемником.
Материалы и методы. Исследование проводилось на основе метода конечных элементов в программном комплексе ЕЬСИТ.
Основные результаты. Разработан и создан макет устройства для передачи мощности без электрического контакта, а также методика его создания.
Заключение. Результаты исследований позволяют увеличить время полезной работы необитаемого подводного аппарата (НПА) за счет сокращения времени нахождения аппарата на судне-носителе для заряда его батареи, а также оптимизировать параметры зарядного устройства.
Ключевые слова: необитаемый подводный аппарат, трансформатор с немагнитным зазором, ток, напряжение, мощность, энергетические показатели, магнитное поле, индукция, модель, программный комплекс ЕЬСиТ.
Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
Для цитирования: Мартынов А.А., Самсыгин В.К., Соколов Д.В., Коковинов А.А., Никулкин К.А. Исследование устройства для беспроводной передачи электрической энергии на необитаемый подводный аппарат. Труды Крыловского государственного научного центра. 2017; 2(380): 92-100.
УДК 621.3.05:629.584 БО!: 10.24937/2542-2324-2017-2-380-92-100
А.А. Martynov, VX Samsygin, D.V. Sokolov, A.A. Kokovinov, K.A. Nikulkin
Krylov State Research Centre, Moskovskoe shosse 44, St. Petersburg, Russia
WIRELESS CHARGER FOR THE UNDERWATER UNMANNED VEHICLE
Object and purpose of research. Electromagnetic and power study on the model of a transformer model with nonmagnetic clearance to ensure wireless power transfer from the source to the receiver.
Materials and methods. FEM-based study in ELCUT software package.
Main results. The paper describes a breadboard powering device for wireless power transfer, as well as the procedure of its development.
Conclusion. The results of this study allow reduction of underwater unmanned vehicle UUV charging time aboard the mother ship, thus increasing its operational availability period, and also allow optimization of charger parameters.
Key words: unmanned underwater vehicle, transformer with non-magnetic clearance, current, voltage, power, power performance, magnetic field, induction, model, ELCUT software package.
Author declares lack of the possible conflicts of interests.
For citations: Martynov А.А., Samsygin V.K, Sokolov D.V., Kokovinov A.A., Nikulkin K.A. Wireless charger for the underwater unmanned vehicle. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2017; 2(380): 92-100. (in Russian)
УДК 621.3.05:629.584 DOI: 10.24937/2542-2324-2017-2-380-92-100
Необитаемые подводные аппараты находят широкое применение как для решения различных народнохозяйственных задач прикладного характера, так и для решения специальных задач военных ведомств. Перечислим основные задачи, решаемые с помощью НПА [1, 2]:
■ обследование акватории в заданном районе мирового океана;
■ обнаружение и классификация подводных объектов, включая неразорвавшиеся боеприпасы, находящихся на морском дне;
■ детальная съемка рельефа и картографирование морского дна;
■ участие в развертывании подводных телекоммуникационных и навигационных сетей и т.п.;
■ ведение разведки в прибрежных районах.
В качестве энергоносителей НПА применяются аккумуляторные батареи. Их зарядка может осуществляться тремя способами [2]:
■ контактный, при котором электрическая энергия от судна-носителя передается на борт НПА с помощью специальных электрических кабелей;
■ генераторный, осуществляемый с помощью двигателя судна-носителя, соединяемого механически с валом электродвигателя НПА. Электродвигатель НПА работает в генераторном режиме и заряжает аккумулятор;
■ без электрической связи между источником и приемником электрической энергии, осуществляемой с помощью специального устройства, в состав которого входит высокочастотный трансформатор. Передача электрической энергии в этом случае выполняется посредством электромагнитной связи обмоток трансформатора. В технической литературе этот способ носит также название «бесконтактный» [3, 4, 5, 7, 8]. Одна из обмоток, первичная, размещена на передающей части зарядного устройства, находящегося на судне-носителе. Вторая обмотка, вторичная, размещена на борту НПА. Сравнительный анализ этих способов, результаты которого приведены в [2], показывает, что лучшими показателями обладает способ передачи электрической энергии, осуществляемый без электрической связи между источником и приемником. При этом в качестве основных показателей при сравнении принимаются масса и габариты устройства, удобство обслуживания, надежность, безотказность в работе, устойчивость к воздействию агрессивной морской среды, электромагнитная совместимость с аппаратурой, размещенной в непосредственной близости от зарядного устройства.
Рис. 1. Обобщенная функциональная схема зарядного
устройства необитаемого подводного аппарата:
ИЭЭ - источник электрической энергии
переменного или постоянного тока;
ИН - инвертор напряжения;
ВТ - высокочастотный трансформатор;
В - выпрямитель;
СФ - сглаживающий фильтр;
ППН - преобразователь постоянного напряжения;
Ак - аккумуляторная батарея
Fig. 1. Generalized flow chart of the UUV charger: ИЭЭ - AC/DC power supply; ИН - voltage invertor; ВТ - high-frequency transformer; В - rectifier; СФ - smoothing filter; ППН - DC voltage converter; Ак - battery
Мировыми лидерами в разработке и производстве НПА являются США, Канада, Великобритания, Франция, Япония, Германия и Норвегия. Наибольшими темпами разработка и производство НПА осуществляются в интересах оборонных ведомств этих государств [1].
Примером результата отечественных разработок НПА служит «Клавесин-1Р», который может работать автономно до 4-х суток и обладает элементами искусственного интеллекта [1]. В августе 2007 г. «Клавесин-1Р» с успехом применялся для подводных обследований дна и водной среды на хребте Ломоносова в Северном Ледовитом океане.
На рис. 1 приведена обобщенная функциональная схема зарядного устройства НПА. В случае использования источника электрической энергии переменного тока в состав зарядного устройства должен входить сетевой выпрямитель, выход которого должен быть подключен на вход инвертора напряжения. Выход регулируемого преобразователя постоянного напряжения подключен к аккумуляторной батарее.
Подача энергии с передающей стороны устройства на принимающую сторону осуществляется магнитным путем через водонепроницаемую и немагнитную перегородку подводного объекта. Основным узлом зарядного устройства, во многом определяющим его характеристики, является высокочастотный двухобмоточный трансформатор. Для снижения массы и габаритов трансформатора целесообразно выбирать рабочую частоту инвертора в пределах не менее 10-25 кГц. Трансформатор зарядного устройства может быть выполнен как без ферромагнитного сердечника (воздушные трансформаторы) [3, 4, 5], так и с ним [6, 7, 8].
Результаты моделирования зарядных устройств с воздушным трансформатором, приведенные в [3], показывают, что при наличии зазора между обмотками трансформатора, равного 8 мм, и мощности нагрузки, равной 4 000 Вт, полная мощность первичной обмотки превышает мощность нагрузки более чем в 5,8 раз, что неизбежно приводит к увеличению токовой загрузки транзисторов и диодов инвертора, увеличению потерь мощности в инверторе и уменьшению КПД зарядного устройства. Такие низкие энергетические показатели зарядного устройства объясняются главным образом неудовлетворительной магнитной связью между обмотками воздушного трансформатора и относительно большим током холостого хода трансформатора.
Для улучшения магнитной связи обмоток трансформатора и повышения энергетических показателей зарядного устройства целесообразно выполнять трансформатор с ферромагнитным сердечником [7, 8]. Маг-нитопровод высокочастотного трансформатора зарядного устройства выполняется разъемным из двух половин. Первичная обмотка трансформатора размещается на стрежне первой половины магнитопровода, а вторичная обмотка - на стержне второй половины. Первичная обмотка трансформатора вместе с инвертором напряжения и источником питания составляют передающую часть зарядного устройства и размещается на борту судна-носителя. Вторичная обмотка трансформатора вместе с выпрямителем, сглаживающим фильтром и регулируемым преобразователем постоянного напряжения размещаются на борту НПА. Конструктивно первичная обмотка с первой половиной магнитопровода трансформатора и вторичная обмотка со второй половиной магнитопровода трансформатора представляют собой разъемный стыковочный узел. Конструкция стыковочного узла должна
обеспечивать соосность обмоток и требуемую плотность прилегания стыкуемых частей при выполнении операции зарядки аккумуляторной батареи.
Лабораторные исследования зарядного устройства НПА проводились по схеме, приведенной на рис. 2. Зарядное устройство питается от сети переменного тока 220/380 В, 50 Гц. Напряжение переменного тока выпрямляется неуправляемым выпрямителем, вентили У01-У06. На выходе выпрямителя установлен емкостной фильтр, конденсатор С1. Выходное напряжение выпрямителя подается на вход однофазного инвертора напряжения, транзисторные модули УТ1-УТ4.
Выходное напряжение инвертора подается на первичную обмотку высокочастотного трансформатора Т1. Напряжение с выхода трансформатора выпрямляется неуправляемым выпрямителем, вентили УРП-УВЮ, и подается в нагрузку через Ь1-С3 фильтр. На рис. 2 представлены преобразователь постоянного напряжения и аккумуляторная батарея эквивалентным нагрузочным сопротивлением А^., а также измерительные приборы, РУ1, РУ2, РУ3, РА 1, РА2, РА3, необходимые при выполнении экспериментальных исследований зарядного устройства.
Получение аналитических зависимостей параметров трансформатора с немагнитным зазором от параметров цепи нагрузки и рабочей частоты устройства представляется достаточно сложной задачей. В настоящее время для исследования электромагнитных и энергетических процессов трансформаторов широкое применение находит метод конечных элементов в программном комплексе БЬСиТ. Моделирование в программном комплексе БЬСиТ позволяет установить реальную картину распределения магнитного поля внутри магнитопровода, в немагнитном зазоре и в пространстве, окружающем
Рис. 2. Электрическая схема лабораторного макета зарядного устройства необитаемого подводного аппарата
Fig. 2. Laboratory breadboard of the UUV charger. Wiring diagram
Рис. 3. Схемы модели трансформатора:
а) электрическая;
б) магнитная.
Принятые обозначения:
- символы + и - соответствуют первичной обмотке трансформатора;
- символы + (2) и - (2) соответствуют вторичной обмотке трансформатора;
1?1 - активное сопротивление первичной обмотки; 1К2 - активное сопротивление вторичной обмотки; КЗ - активное сопротивление нагрузки
Fig. 3. Layouts of the transformer model: a) wiring diagram; b) magnetic layout. The nomenclature is as follows: signs + and - refer to the primary winding of the transformer; signs + (2) and - (2) refer to the secondary winding of the transformer; R1 - active resistance of the primary winding; R2 - active resistance of the secondary winding; R3 - active resistance of the load
сердечник высокочастотного трансформатора, а также установить зависимости потерь мощности, температуры перегрева магнитопровода и обмоток от величины немагнитного зазора от расположения обмоток на стержнях трансформатора и от материала магнитопровода.
Моделирование электромагнитных и энергетических характеристик трансформатора с немагнитным зазором выполнено с использованием модели, приведенной на рис. 3 и состоящей из электрической (3а) и магнитной (36) схем модели трансформатора.
Допущения, принятые при моделировании электромагнитных процессов трансформатора:
■ напряжение первичной обмотки трансформатора изменяется по синусоидальному закону,
■ и\=и\ш$>т.Ш. Действующее напряжение постоянно по величине и принято равным 537,4 В;
■ частота напряжения 20 000 Гц;
■ магнитопровод трансформатора не насыщен;
■ обмотки трансформатора выполнены проводом литцендрат, поэтому эффект вытеснения тока в обмотках отсутствует.
Сердечник магнитопровода трансформатора -стержневой. Тип сердечника П0Л40Х80Х120 (64). Сердечник разрезан на две равные половины. Материал магнитопровода - ГМ-414.
При разработке модели необходимо учитывать, что пакет БЬСиТ допускает только линейную постановку задачи расчета на переменном токе. Кроме этого, вычислительные возможности программного комплекса БЬСиТ не позволяют произвести вычисление магнитных потерь от вихревых токов в сердечнике трансформатора с ленточным магнитопроводом при толщине листа 25 мкм. С учетом этого расчет
магнитных потерь от вихревых токов необходимо производить, используя аналитические методы расчета [9]. При расчете энергетических характеристик трансформатора с немагнитным зазором необходимо определить эквивалентную относительную магнитную проницаемость магнитопровода трансформатора с учетом величины немагнитного зазора, цэ. Величина Цэ определяется по формуле (\):
и. = -Д-, (1)
—+—
ц Ь
ср
где ц- относительная магнитная проницаемость материала магнитопровода; ¡з - длина немагнитного зазора; Ьср - средняя длина магнитной силовой линии магнитопровода.
Магнитные потери мощности в сердечнике определяются по формуле (2):
Рмаг РудVc, (2)
где Ус -объем сердечника; Руд - удельные магнитные потери, Вт/м3.
Для сердечника с немагнитным зазором и частоте напряжения от 3 до 200 кГц удельные потери определяются по формуле, рекомендуемой в [9]:
Руд = 75-(1пЦэ)-2,3^,48' (5ш)\,85, (3)
где / - частота в Гц; Вш - максимальная магнитная индукция в сердечнике.
Коэффициент мощности трансформатора при активном характере нагрузки и синусоидальной форме напряжения и тока определяется по формуле (4):
со8ф=Рнг/ 5\. (4)
Таблица 1. Результаты расчета удельных магнитных потерь магнитопровода трансформатора
Table 1. Calculation results for specific magnetic losses in the magnetic circuit of the transformer
¿, мм ¿1, мкГн Цэ Bm, Тл Руд, Вт/ м3
0,25 1140,0 1116 0,154 62,1
0,50 587,3 575 0,154 77,7
0,75 399,8 392 0,154 89,1
1,00 304,8 299 0,153 98,6
1,25 246,5 242 0,153 106,9
1,50 207,9 204 0,152 114,4
1,75 180,1 177 0,152 121,0
2,00 159,0 156 0,151 127,4
2,25 142,9 140 0,151 133,1
2,50 129,8 128 0,150 138,4
2,75 119,1 117 0,150 143,5
3,00 110,0 108 0,149 148,2
Результаты расчета удельных магнитных потерь магнитопровода трансформатора и индуктивности первичной обмотки трансформатора Ь1 при изменении величины немагнитного зазора в пределах от 1 до 3 мм приведены в табл. 1. Ток холостого хода трансформатора определяется при заданном значении напряжения первичной обмотки Ц по формуле:
и1
1 (5)
Iio =
2%fL1
Приведенные в табл. 2 результаты расчета и экспериментальных исследований показывают, что с увеличением немагнитного зазора:
■ снижается магнитная связь обмоток трансформатора, что приводит к снижению величины выходного напряжения;
■ относительная величина тока холостого хода существенно увеличивается и при зазоре равном 2 мм составляет 87,5-89 % от величины тока, потребляемого трансформатором при номинальной нагрузке;
■ относительный параметр Рнг/51 существенно снижается. При увеличении зазора в 4 раза относительный параметр Рнг/51уменьшается не менее, чем в 1,5 раза.
Относительный параметр Pиг/S\ по сути является интегральным энергетическим показателем работы трансформатора с немагнитным зазором. Для доказательства этого умножим и разделим отношение Рн^ на активную мощность, потребляемую трансформатором по первой (основной) гармоникиР^) [10]:
РР РР
SP P S
^1-4(1) J 1(1)^1
(6)
где п = Рб/Рщ) -коэффициент полезного действия трансформатора; х - коэффициент мощности транс-
Р
форматора; х = -тг^ = ¿иск ксдв = кИсксо8ф(1); ¿иск - ш-
S,
Для выполнения сравнительной оценки результатов расчета и экспериментальных исследований трансформатора с немагнитным зазором в табл. 2 приведены относительные значения параметров трансформатора:
■ ¿св = и1/и2 -коэффициент связи первичной и вторичной обмоток трансформатора;
■ 110/1т - относительное значение тока холостого хода трансформатора;
■ Рщ-^ -отношение активной мощности нагрузки к полной мощности, потребляемой первичной обмоткой трансформатора.
Параметры трансформатора рассчитаны при неизменном значении тока нагрузки 11 = и неизменном значении напряжения первичной обмотки
и = иш.
эффициент искажения формы тока первичной обмотки трансформатора; ¿сдв = со8фо) -коэффициент сдвига, который определяется фазовым сдвигом первой гармоники тока по отношению к первой гармонике напряжения первичной обмотки.
Расхождение расчетных значений интегрального энергетического показателя работы трансформагора пх от экспериментальных значений объясняется в первую очередь тем, что расчет выполнен для первых гармоник напряжения и тока первичной обмотки, в то время как экспериментальные значения соответствуют реальным формам кривых тока и напряжения.
Кроме этого, расчет выполнен при пренебрежении потерями мощности в активных сопротивлениях обмоток трансформатора. При увеличении немагнитного зазора разница между расчетным и экспериментальным значениями интегрального энергетического показателя работы трансформатора снижается, поскольку при увеличении зазора существенно возрастает ток холостого хода трансформатора (ток намагничивания). Величина параметра пх в этом режиме работы определяется, главным образом, коэффициентом мощности.
Таблица 2. Относительные значения расчетных и экспериментальных параметров трансформатора с немагнитным зазором
Table 2. Relative calculated and experimental values for the parameters of the transformer with non-magnetic clearance
ксв=Ш1Л /l0//lN Pht/S
1з, MM -
Расч. Эксп. Расч. Эксп. Расч. Эксп.
0,5 3,04 3,0 0,482 0,413 0,843 0,673
1,0 3,07 3,06 0,703 0,668 0,657 0,567
1,5 3,11 3,22 0,819 0,786 0,521 0,475
2,0 3,14 3,33 0,885 0,89 0,431 0,414
По результатам расчетов, приведенным в табл. 1, на рис. 4 (см. вклейку) построены зависимости эквивалентной относительной магнитной проницаемости цэ и удельных магнитных потерь Руд от величины немагнитного зазора, Цэ = Д1з) и Руд = f(4). Из анализа характеристики ц = ДЛ) следует, что в диапазоне 0 < 1з < 1,0 мм характеристика имеет крутопадающий характер, а в диапазоне 1,0 < 1з < 3,0 мм эта зависимость принимает относительно пологий характер.
По результатам расчетов, приведенных в табл. 2, на рис. 5 (см. вклейку) построены зависимости относительного значения тока холостого хода трансформатора от величины немагнитного зазора и интегрального энергетического показателя работы трансформатора от величины немагнитного зазора.
На рис. 6-8 (см. вклейку) приведены картины распределения магнитного поля в сердечнике, зазоре и в пространстве, окружающем трансформатор.
Общая картина распределения магнитного поля в сердечнике трансформатора приведена на рис. 6, где видно, что магнитное поле распределяется по сердечнику неравномерно, а зоне немагнитного зазора наблюдается выпучивание магнитного потока. Область c наибольшим значением индукции отмечена на рис. 6 красным цветом. В ней увеличиваются магнитные потери и нагрев сердечника трансформатора. Явление выпучивания магнитного потока продемонстрировано на рис. 7. В зоне немагнитного потока магнитосиловые линии потока входят в сердечник под прямым углом. Под воздействием этой составляющей потока в листах магнитопровода наводятся вихревые токи и появляются дополнительные магнитные потери. Программа БЬСиТпозволяет определить величину индукции в любой точке магнитопровода трансформатора. Величина магнитных потерь с учетом выпучивания магнитного потока определяется по формулам (2) и (3). Картина распределения напряженности магнитного поля
в пространстве, окружающем трансформатор, приведена на рис. 8. Программа БЬСИТпозволяет определить численные значения напряженности магнитного поля в любой точке окружающего трансформатор пространства, что необходимо при решении вопроса повышения электромагнитной совместимости разрабатываемого устройства.
Приведены также временные диаграммы, соответствующие работе зарядного устройства в следующих режимах:
■ холостой ход (рис. 9, см. вклейку);
■ номинальная нагрузка (рис. 10, см. вклейку); номинальная нагрузка и подключение конденсатора к выходным зажимам вторичной обмотки трансформатора (рис. \\, см. вклейку).
Из рис. 9, видно, что в режиме холостого хода трансформатор для инвертора напряжения представляет чисто индуктивную нагрузку. Ток первичной обмотки отстает от напряжения первичной обмотки на 90°. Напряжение вторичной обмотки имеет такую же прямоугольную форму, что и напряжение первичной обмотки.
Из рис. \0, видно, что при номинальной нагрузке неизменной осталась лишь форма кривой напряжения первичной обмотки, а форма напряжения вторичной обмотки, форма кривой тока первичной обмотки изменились. Фазовый сдвиг тока и напряжения первичной обмотки составляет 60°.
В кривой напряжения вторичной обмотки появилась «нулевая» пауза. Это временной интервал соответствует углу коммутации у. На интервале угла ком -мутации у ток вторичной обмотки переходит с одной пары диодов, например, диодов УБ7-УБ10, на другую пару диодов, УБ8-УБ9. Вторичная обмотка трансформатора при этом оказывается закороченной накоротко диодами выпрямителя, находящимися в проводящем состоянии. При этом ток вторичной
обмотки на временном интервале, определяемом углом коммутации, изменяется по линейному закону
12 = Рш- Ц^Ь,
(7)
где 12ш - амплитуда тока вторичной обмотки трансформатора перед началом коммутации; иш - амплитуда напряжения вторичной обмотки трансформатора перед началом коммутации; Ьз - индуктивность рассеяния обмоток трансформатора, приведенная к вторичной стороне трансформатора.
Время изменяется в пределах 0 < £ < (к. При £ = (к ток 12 изменяет знак на противоположный и достигает величины 12 = (-^2ш).
Время (к связано с углом коммутации у соотношением (к = у/ю.
ю = 2п/- угловая частота выходного напряжения инвертора.
Подставив в (7) (к = у/ю и учитывая, что при £ = (к = у/ю ток 12=-12ш, определим величину угла коммутации у:
2л;
у
(8)
и2ш
где х5 = юЬз - индуктивное сопротивление рассеяния обмоток трансформатора, приведенное к вторичной обмотке.
Анализируя выражение (8), можно установить, что угол коммутации у возрастает при увеличении индуктивного сопротивления рассеяния обмоток трансформатора х; и тока вторичной обмотки трансформатора, а увеличение напряжения вторичной обмотки трансформатора и2 приводит к уменьшению угла коммутации у.
Угол коммутации оказывает влияние на величину выходного напряжения выпрямителя.
Выпрямленное напряжение вторичной обмотки Ц/, подаваемое на вход ППН, при у > 0 принимает импульсную форму с переменным коэффициентом заполнения импульса. Величина коэффициента заполнения импульса Б зависит от величины угла коммутации у:
Б = (п-у)/п = 1-у/л.
(9)
При неизменной величине напряжении на выходе инвертора Ц2 среднее значение напряжение Ц зависит от величины угла коммутации у.
Цй = ЦБ = Ц2(1-у/п).
(\0)
С увеличением угла коммутации среднее значение напряжения на выходе выпрямителя уменьшается.
Для режима работы зарядного устройства, осциллограммы которого приведены на рис. \0, угол коммутации составляет примерно 37,5° = 0,654 рад. При этом среднее значение напряжение нагрузки Ц = ЦБ = Ц>(1-у/л) = Ц>(1-0,166) = 0,834Ц>.
Этот фактор необходимо учитывать при проектировании зарядных устройств НПА.
Кроме этого, угол коммутации оказывает влияние на фазовый сдвиг тока и напряжения вторичной обмотки трансформатора. Даже при чисто активном характере нагрузки первая гармоника тока вторичной обмотки имеет фазовый сдвиг от первой гармоники напряжения первичной обмотки равный 0,5 у, что в свою очередь увеличивает фазовый сдвиг между током и напряжением первичной обмотки, и тем самым уменьшает коэффициент мощности трансформатора х.
Величина индуктивности рассеяния обмоток трансформатора, приведенная к вторичной стороне, может быть определена исходя из схемы расположения обмоток трансформатора на магнитопроводе трансформатора и размеров самих обмоток. Рассмотрим случай стержневой конструкции трансформатора и разделения обмоток трансформатора на половины. Каждая пара половин обмоток расположена на одном стержне и половины обмоток соединены последовательно. Величина индуктивности рассеяния обмоток трансформатора, приведенная к вторичной стороне, согласно [11] может быть определена из выражения
Ь = 0,5 ^ И22 р[ь+А^, (11)
где И - толщина обмотки; р - периметр среднего витка обмотки; № - число витков вторичной обмотки; ь - расстояние между торцами обмоток в зоне немагнитного зазора, включая и немагнитный зазор; Ь1 - длина намотки первичной обмотки (по высоте стержня); ь2 - длина намотки вторичной обмотки (по высоте стержня); ц0 - абсолютная магнитная проницаемость вакуума, Ц0 = 4п10-7, Гн/м.
Индуктивность рассеяния обмоток трансформатора лабораторного макета зарядного устройства, рассчитанная по формуле (11), составляет 8,5 мкГн. Для режима работы трансформатора с параметрами, указанными на рис. 10, значение угла коммутации, рассчитанное по формуле (8), составляет 0,644 рад = 36,95°. Выше для этого же режима работы зарядного устройства по осциллограммам напряжения и тока вторичной обмотки трансформатора, приведенной на рис. 10, было установлено значение у = 0,654 рад. Сопоставляя результаты расчета
Рис. 6. Распределение магнитного поля в сердечнике трансформатора Fig. 6. Magnetic field distribution in the transformer core
Рис. 7. Распределение магнитного поля в области немагнитного зазора Fig. 7. Magnetic field distribution in the non-magnetic clearance area
Рис. 8. Распределение магнитного поля в пространстве, окружающем трансформатор
Fig. 8. Magnetic field distribution within the space around the transformer
Рис. 4. Зависимости эквивалентной относительной магнитной проницаемости и удельных магнитных потерь от величины немагнитного зазора
Fig. 4. Equivalent relative magnetic permeability and specific magnetic losses versus the width of the non-magnetic clearance
Рис. 5. Зависимости относительного значения тока холостого хода трансформатора и интегрального энергетического показателя работы трансформатора с немагнитным зазором от величины немагнитного зазора
Fig. 5. No-load current of the transformer and integral power parameter for operation of the converter with non-magnetic clearance versus the width of this clearance
Рис. 9. Осциллограммы напряжения при холостом ходе преобразователя:
1) первичная обмотка (синий цвет); 2) вторичная обмотка (красный цвет); 3) ток первичной обмотки (зеленый цвет)
Fig. 9. Voltage oscillograms of the transformer at zero load: i) primary winding (blue);
2) secondary winding (red); 3) current of primary winding (green)
Рис. 10. Осциллограммы напряжения при номинальной нагрузке: 1) первичная обмотка (коричневый цвет); 2) вторичная обмотка (синий цвет); 3) ток первичной обмотки (красный цвет); 4) ток вторичной обмотки (зеленый цвет) Fig. 10. Voltage oscillograms at nominal load: 1) primary winding (brown); 2) secondary winding (blue); 3) current of primary winding (red); 4) current of secondary winding (green)
Рис. 11. Осциллограммы при включении в цепь вторичной обмотки конденсатора:
1) напряжение первичной обмотки трансформатора (коричневый цвет);
2) ток первичной обмотки трансформатора (красный цвет); 3) напряжение вторичной обмотки трансформатора (синий цвет);
4) ток вторичной обмотки трансформатора (зеленый цвет)
Fig. 11. Oscillograms with the secondary winding of the capacitor switched in: 1) voltage
of the primary transformer winding (brown); 2) current of the primary transformer winding (red);
3) voltage of the secondary transformer winding (blue); 4) current of the secondary transformer winding (green)
и эксперимента по определению угла коммутации у, можно говорить о достаточно хорошей сходимости этих результатов.
Повышение коэффициента мощности на входной цепи трансформатора можно осуществить путем уменьшения реактивной (отстающей) составляющей тока первичной обмотки, включив на зажимы вторичной обмотки трансформатора конденсатор, создающий опережающую составляющую тока вторичной обмотки и способствующий уменьшению фазового сдвига между током и напряжением первичной обмотки.
Временные диаграммы, приведенные на рис. 11, получены при включении конденсатора С2 к выходу вторичной обмотки трансформатора. Емкость С2 принята равной 7,2 мкФ. Временные диаграммы показывают, что при включении С2 во вторичную цепь трансформатора ток вторичной обмотки приобретает опережающий характер. Форма тока первичной обмотки на интервале каждого полупериода приобретает экспоненциальный характер. Фазовый сдвиг между током и напряжением первичной обмотки уменьшается. Благодаря этому коэффициент мощности на первичной стороне трансформатора увеличился. Путем подбора емкости конденсатора можно обеспечить режим работы трансформатора под нагрузкой с фазовым сдвигом между током и напряжением первичной обмотки трансформатора, близким к нулю, и тем самым довести величину коэффициента мощности зарядного устройства до требуемого значения. Однако при этом необходимо учитывать и увеличение токовой загрузки вторичной обмотки трансформатора реактивным током конденсатора С2.
Заключение
Сопс^эюп
1. В результате выполненных исследований определены зависимости параметров зарядного устройства от величины немагнитного зазора трансформатора.
2. Сопоставление результатов исследования характеристик на модели и на лабораторной установке показывают их хорошую сходимость и приемлемую адекватность модели.
3. Установлены зависимости величины реактивной составляющей тока, потребляемого трансформатором от инвертора, величины интегрального энергетического показателя работы трансформатора от длины немагнитного зазора. Увеличение длины немагнитного зазора на 1 мм
приводит к увеличению мощности на первичной стороне трансформатора на величину, близкую к номинальной мощности зарядного устройства.
4. Показано влияние индуктивности рассеяния обмоток трансформатора на форму кривой выходного напряжения трансформатора, напряжения, подаваемого на вход преобразователя постоянного напряжения, и на величину напряжения нагрузки зарядного устройства.
5. Показана возможность улучшения энергетических характеристик зарядного устройства путем включения конденсатора к вторичной обмотке трансформатора.
6. Результаты моделирования позволяют обосновано выбрать и оптимизировать параметры зарядного устройства, уменьшить затраты времени и средств при выборе его параметров по сравнению с методикой выбора параметров, основанной только на основе результатов экспериментального исследования лабораторного макета.
Библиографический список
Reference
1. Бардачевский Н.Н., Безсуднов ЕЮ. Состояние и перспективы применения необитаемых подводных аппаратов в области гидрографических исследований и подводной навигации // Интерэкспо Гео-Сибирь. 2013. Т. 5. Вып. 3. С. 124-128.
2. Илларионов Г.Ю., Сиденко К.С., Бочаров ЛЮ. Угроза из глубины: XXI век. Хабаровск: Хабаровская краевая типография, 2011.
3. Герасимов В.А., Копылов В.В., Кувшинов Г.Е., Наумов ЛА., Себто Ю.Г., Филоженко А.Ю., Чепу-рин П.И. Математическая модель устройства для бесконтактной передачи электроэнергии на подводный объект // Подводные исследования и робототехника. 2012. № 2. С. 28-33.
4. Каи Тосихиро (JP), Тхронгнумтаи Краисорн (JP), Минагава Юсуке (JP), Хаями Ясуаки (JP), Маикава Кенго JJP). Патент RU № 2487452. Устройство бесконтактной подачи электричества.
5. Кувшинов Г.Е., Наумов Л А, Филоженко АЮ., Чу-пина К.В. Бесконтактная передача электроэнергии на морской подвижный объект // Материалы конференции «Технические проблемы освоения мирового океана». Владивосток: Дальнаука, 2007. С. 141-146.
6. Кувшинов Г.Е., Копылов ВВ., Филоженко АЮ, Наумов Л А. Патент RU 2401496. Устройство для зарядки аккумуляторной батареи подводного объекта, авторы. Дата приоритета 25.06.2009, опубликован 10.10.2010. Бюл. 28.
7. Кувшинов ГЕ, Наумов Л А, Копылов ВВ. Выбор параметров трансформатора бесконтактного устройства для заряда аккумуляторной батареи автономного подводного аппарата // Материалы конференции «Проблемы транспорта Дальнего Востока». Владивосток: ДВО Российской Академии транспорта, 2009. С.18-20.
8. Кувшинов ГЕ, Копылов ВВ., Герасимов ВА, Наумов Л А, Филоженко А.Ю., Чепурин П.Ю. Патент RU 2502170. Устройство для бесконтактной передачи электроэнергии на подводный объект. Дата приоритета 03.03.2012, опубликован 20.12. 2013.
9. Стародубцев ЮН. Теория и расчет трансформаторов малой мощности. М.: РадиоСофт, 2005.
10. Мартынов А А. Силовая электроника. Часть I: Выпрямители и регуляторы переменного напряжения. СПб.: ГУАП, 2011.
11. Русин Ю.С. Трансформаторы звуковой и ультразвуковой частоты. Л., Энергия, 1973.
Сведения об авторах
Мартынов Александр Александрович, к.т.н., старший научный сотрудник ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Телефон: 8 (812) 748-52-48. E-mail: [email protected] Самсыгин Вадим Константинович, начальник лаборатории ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Телефон: 8 (812) 74852-46. E-mail: [email protected]
Соколов Дмитрий Владимирович, ведущий инженер ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Телефон: 8 (812) 748-52-48. E-mail: [email protected]
Коковинов Алексей Андреевич, инженер ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Телефон: 8 (812) 748-52-48. E -mail: setnil123 @yandex.ru
Никулкин Кирилл Анатольевич, инженер 1 категории ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Телефон:8 (812) 748-52-48. E-mail: [email protected]
About the authors
Martynov, Alexander A., Candidate of Tech. Sc., Senior Researcher, KSRC, address: 44, Moskovskoye sh. St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: 8 (812) 74852-48. E-mail: [email protected] Samsygin, Vadim K., Head of Laboratory, KSRC, address: 44, Moskovskoye sh. St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: 8 (812) 748-52-46. E-mail: [email protected]
Sokolov, Dmitry V., Lead Engineer, KSRC, address: 44, Moskovskoye sh. St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: 8 (812) 748-52-48. E-mail: [email protected]
Kokovinov, Alexey A., Engineer, KSRC, address: 44, Moskovskoye sh. St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: 8 (812) 748-52-48. E -mail: [email protected]
Nikulkin, Kirill A., 1st Category Engineer, KSRC, address: 44, Moskovskoye sh. St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: 8 (812) 748-52-48. E-mail: [email protected]
Поступила: 09.02.17 Принята в печать: 28.03.17 © Коллектив авторов, 2017
