ILARI ÄIJÄLÄ JAETUNTEHON HYBRIDIJÄRJESTELMÄN MALLINTAMINEN Diplomityö

Tarkastaja: professori Heikki Tuusa Tarkastaja ja aihe hyväksytty Tieto- ja sähkötekniikan tiedekunta-neuvoston kokouksessa 5. marras-kuuta 2008

II

III

Alkusanat

Tämä diplomityö on tehty Tampereen teknillisen yliopiston sähköenergiatekniikan lai-toksella, osana työkoneiden sähköistä energian talteenottoa ja uudelleenkäyttöä käsitte-levää ENTALT-projektia. ENTALT on Tampereen ja Lappeenrannan yliopistojen yh-teistyöprojekti, jota rahoittavat TEKES ja projektissa teollisuusosapuolia edustava liik-kuvien työkoneiden yritysfoorumi FIMA ry. Työn tavoitteena oli muodostaa simuloin-timalli jaetuntehon hybridijärjestelmän toiminnan ja ohjausmenetelmien tarkasteluun.

Haluan kiittää koko sähköenergiatekniikan laitoksen henkilökuntaa työni aikana saamastani avusta ja hyvästä työilmapiiristä. Työn ohjaajana ja tarkastajana toimineelle prof. Heikki Tuusalle esitän kiitokset erittäin mielenkiintoisesta ja monipuolisesta tut-kimusaiheesta. Lopuksi haluan kiittää vanhempiani tuesta ja kannustuksesta koko opis-keluni aikana. Tampereella Ilari Äijälä Havumetsänkatu 27 B23 33820 Tampere

IV

TIIVISTELMÄ TAMPEREEN TEKNILLINEN YLIOPISTO Sähkötekniikan koulutusohjelma ÄIJÄLÄ ILARI: Jaetuntehon hybridijärjestelmän mallintaminen Diplomityö, 104 sivua Toukokuu 2009 Pääaine: Sähkökäyttöjen tehoelektroniikka Tarkastaja: Professori Heikki Tuusa Avainsanat: Jaetuntehon hybridi, oikosulkumoottori, planeettavaihde, dieselmoottori Tässä diplomityössä on muodostettu simulointimalli jaetuntehon hybridijärjestelmän toiminnan ja ohjausmenetelmien tarkasteluun. Malli on toteutettu kirjallisuuslähteiden pohjalta Matlab Simulink-ohjelmistolla. Työn alussa luodaan yleiskatsaus jaetuntehon hybridijärjestelmän rakenteeseen ja toimintaan. Tämän jälkeen muodostetaan järjestel-män komponenttien ja yksinkertaisen ohjausjärjestelmän mallit, sekä kootaan ne jaetun-tehon hybridijärjestelmän malliksi. Työn viimeisessä osassa tarkastellaan simulointi-mallin toimintaa esimerkkisimulointien avulla.

Mallinnettu järjestelmä koostuu dieselmoottorista, planeettavaihteesta, kahdesta oi-kosulkukoneesta, sekä energiavarastosta. Koska energiansäästö on yksi tärkeimmistä hybridijärjestelmien kehityksen ja käytön tavoitteista, on malliin pyritty sisällyttämään komponenttien hyötysuhteet ja niiden muuttuminen järjestelmän toimintapisteen muut-tuessa. Malliin on pyritty kuvaamaan myös komponenttien dynamiikka siltä osin kuin se järjestelmän ohjauksen ja käytön kannalta on oleellista. Dieselmoottorin pakokaasu-päästöjä ei työssä ole tarkasteltu.

Jaetuntehon hybridissä sähkökoneiden, polttomoottorin, voimansiirron välityssuh-teiden ja energiavaraston mitoitus on vahvasti sidottu toisiinsa. Järjestelmän järkevä mitoittaminen edellyttää tietoa ajettavasta kuormasta ja huolellista paneutumista kom-ponenttivaihtoehtojen ominaisuuksiin koko niiden käyttöalueella. Ohjausmenetelmällä ja ohjausjärjestelmän toiminnalla on suuri vaikutus jaetuntehon hybridijärjestelmällä saavutettavaan hyötysuhteeseen. Polttomoottorin ja energiavaraston ominaisuuksien mahdollisimman tehokkaan hyödyntämisen tavoittelu, sekä tilanteen mukaan vaihtuvat järjestelmän toiminta-aluetta rajoittavat tekijät aikaansaavat järjestelmän ohjauksesta monimutkaisen optimointitehtävän. Kuorman ominaisuuksien huomioiminen on erittäin tärkeää myös järjestelmän ohjausta toteutettaessa.

Jaetuntehon hybridijärjestelmä mahdollistaa polttomoottorin pyörimisnopeuden por-taattoman säädön kuorman nopeudesta riippumatta. Järjestelmän sähköisen tehonsiirron osa tekee kuitenkin tehonsiirron hyötysuhteesta ainoastaan hammasvälityksillä toteute-tun voimansiirron hyötysuhdetta heikomman. Siten jaetuntehon hybridi sopii erityisesti sellaisiin sovelluksiin, joissa perinteisesti on käytetty hyötysuhteeltaan suhteellisen hei-kolla momentinmuuntimella varustettua automaattivaihteistoa.

V

ABSTRACT TAMPERE UNIVERSITY OF TECHNOLOGY Degree program in electrical engineering ÄIJÄLÄ ILARI: Modeling of power split hybrid system Master of Science Thesis, 104 p. May 2009 Major subject: Power electronics Examiner: Prof. Heikki Tuusa Key words: Power-split hybrid, induction machine, planetary gear, diesel engine In this Master of Science thesis has been built a simulation model for power-split hybrid system. It has been constructed from bases of literature and international researches, and modeled using Matlab Simulink software. The model is suitable for research of opera-tion of power-split hybrid and its control systems. At first in this work is taken an over-view on power-split hybrid, its structure and principles of operation. After that is built models for components of system and simple control system. In last part of work is ex-amined operation of the model with simulation examples.

The modeled system constructs of diesel engine, planetary gear unit, two induction machines, and energy storage. Pursue of fuel efficiency is one of the leading target of development of hybrid electric machines. Because of that, efficiencies of components have been included in the component models. The model includes also dynamic of components in this level that is seen appropriate for system control and operation. Emissions of diesel engine have not considered in this work.

Sizing of electric machines, engine, gear ratios of transmission and capacity of en-ergy storage unit are strongly bound to each others in power-split hybrid. Proper sizing of system requires knowledge of load cycle and careful consideration of component characteristics in all operating range. Control method and control system operation are big issues in fuel economy of power-split hybrid. Aim for effective usage of engine and energy storage unit and changing factors which limits the operation range of the system render it to complex optimization problem. Characteristic of load is important to keep in mind also when planning the control system.

The power-split hybrid provides a solution for continuously variable transmission ratio, but electrical part of transmission makes its less efficient than gearbox. For this reasons, the power-split hybrid is suitable especially for drives where conventionally have been used automatic transmissions with relatively low efficiency torque converter.

VI

Sisällys

1. Johdanto…………………………………………………………………... 1 2. Jaetuntehon hybridi………………………………………………………. 3

2.1. Rakenne………………………………………………………………...3 2.2. Toimintaperiaate………………………………………………………. 6 2.3. Komponenttien mitoitus………………………………………………..7

3. Järjestelmän komponenttien mallintaminen……………………………. 11 3.1. Dieselmoottori………………………………………………………….12

3.1.1. Imu- ja pakosarja………………………………………………..15 3.1.2. Moottoriosa ja sen tuottama vääntömomentti………………….. 15 3.1.3. Turboahdin……………………………………………………... 22 3.1.4. Osamallin lohkokaavio…………………..…………………….. 27

3.2. Oikosulkumoottori…………………………………………………….. 28 3.3. Sähkökoneiden säätö…………………………………………………... 35 3.4. Suuntajasillat ja välipiiri………………………………………………. 40

3.4.1. Suuntaajasillat……………….…………………………………. 40 3.4.2. Suuntaajien häviöt……………………………………………… 43 3.4.3. Välipiiri………………………………………………………… 47

3.5. Energiavarasto ja hakkuri……………………………………………... 51 3.6. Planeettavaihde………………………………………………………... 55

4. Järjestelmän ohjaus………………………………………………………. 61 5. Simulointimalli……………………………………………………………. 71 6. Yhteenveto………………………………………………………………… 87 Lähdeluettelo………………………………………………………………….. 89 Liite: Simulointiparametreja

VII

Merkinnät ja lyhenteet

Merkinnät

Γ gammafunktio η0 planeettavaihteen hyötysuhde aurinkopyörältä kehäpyörälle, kun pla-

neetankannatin on lukittu ηc kompressorin hyötysuhde ηe polttomoottorin kokonaishyötysuhde ηf täytösaste (volumetrinen hyötysuhde) ηg prosessin hyvyyssuhde ηi polttomoottorin terminen hyötysuhde ηm polttomoottorin mekaaninen hyötysuhde ηt turbiinin hyötysuhde ηtmax turbiinin maksimihyötysuhde κ pakokaasun isentrooppivakio

1ϑ imuilman lämpötila ennen kompressoria

2ϑ imuilman lämpötila imusarjassa

3ϑ moottorista poistuneen pakokaasun lämpötila

4ϑ turbiinista poistuvan pakokaasun lämpötila λv suhteellinen ilma-polttoainesuhde ρ polttoaineen tiheys τ polttomoottorin momentinmuutoksen viive τr roottoriaikavakio θ avaruusvektorin asemakulma θk koordinaatiston asemakulma ψm magnetointivuo ψr roottorivuo ψs staattorivuo ω roottorin sähköinen kulmanopeus ωc planeetankannattimen kulmanopeus ωe moottorin kulmanopeus ωk koordinaatiston kulmanopeus ωmr roottorivuon kulmanopeus ωr kehäpyörän kulmanopeus ωs aurinkopyörän kulmanopeus ωtc ahtimen kulmanopeus

VIII

ωTmax moottorin kulmanopeus, jolla saavutetaan täytösasteen huippuarvo AFR ilma – polttoainesuhde AFRraja ilma – polttoainesuhteen alaraja-arvo AFRstoich ilma – polttoainesuhde stoikiometrisella seoksella cp ilman ominaislämpökapasiteetti vakiopaineessa [J/(g·K)] cu turbiinin siiven nopeus cu,opt turbiinin siiven optimaalinen nopeus

φcos tehokerroin C kapasitanssi tai kondensaattori CR kondensaattorin nimelliskapasitanssi D Pulssisuhde E moottoriin syötetyn polttoaineen sisältämä energia Eon kytkentäenergia johtotilaan kytkennässä Eoff kytkentäenergia estotilaan kytkennässä f ruiskutusmäärä yhtä työtahtia kohti [mm3/isku] fraja ruiskutusmäärän yläraja fs kytkentätaajuus fva ruiskutusmäärän vertailuarvo hyötysuhteen laskennassa Hl polttoaineen alempi lämpöarvo ic kapasitanssin virta idc välipiirin kondensaattorin virta idc_mg sähkökoneiden tasavirraksi muutettu summavirta iesr sarjaresistanssin virta ipurkaus purkausvastuksen virta ih suuntaajien häviöitä vastaava välipiirin virta ii rautahäviöresistanssin kautta kulkeva virta ijarru jarruvastuksen virta il kelavirta imr roottorin magnetointivirta ir roottorivirta is staattorivirta isr planeettavaihteen perusvälityssuhde iuc superkondensaattorin virta ivuoto vuotovirta

mi)

kuormavirran huippuarvo

I virta j imaginääriyksikkö Jc planeetankannattimen hitausmomentti Je polttomoottorin hitausmomentti Jl kuorman hitausmomentti JMG1 MG1:n hitausmomentti

IX

JMG2 MG2:n hitausmomentti Jr kehäpyörän hitausmomentti Js aurinkopyörän hitausmomentti Jtc ahtimen hitausmomentti kr roottorin kytkentäkerroin ks staattorin kytkentäkerroin kg hilaohjauksen jäykkyyskerroin K välityssuhde kehäpyörältä kuormalle Ks välityssuhde MG1:ltä aurinkopyörälle L induktanssi Lm magnetointi-induktanssi Lr roottori-induktanssi Lrσ roottorin hajainduktanssi Lr’ roottorin itseisinduktanssi Ls staattori-induktanssi Lsσ staattorin hajainduktanssi Ls’ staattorin itseisinduktanssi me imutahdin aikana sylinteriin menevän ilman massa

cm& kompressorin massavirta

em& moottorin massavirta

fm& polttoaineen massavirta

tm& turbiinin massavirta

mir imusarjan ilmamassa Milma ilman moolimassa M modulointi-indeksi n1 hetkellinen pyörimisnopeus ne moottorin pyörimisnopeus [1/s] nrpm moottorin pyörimisnopeus [rpm] N sylinterien lukumäärä p napapariluku p1 paine imukanavassa ennen kompressoria [bar] p2 paine imusarjassa [bar] p3 paine pakosarjassa [bar] p4 paine pakoputkessa turbiinin takana [bar] P teho Pρ oikosulkumoottorin hankaushäviöteho Pe moottorin akseliteho Pi indikoitu teho Prr Diodin takavirran aiheuttamat häviöt Psw kytkentähäviöteho Pt terminen teho

X

Q1 moottoriin tuotu lämpömäärä Q2 moottorista poistunut lämpömäärä rr kehäpyörän säde rs aurinkopyörän säde rt turbiinin säde R moolinen kaasuvakio [(bar·dm3)/(mol·K)] Rak diodin johtotilan resistanssi Rce kytkinkomponentin johtotilan resistanssin Resr ekvivalenttinen sarjaresistanssi Ri rautahäviöresistanssi Rpurkaus purkausvastuksen resistanssi Rr roottoriresistanssi Rs staattoriresistanssi Rvuoto vuotovirtaresistanssi sw suuntaajan vaihekohtainen kytkentäfunktio SR planeettavaihteen hetkellinen välityssuhde t aika t0 nollavektorin kytkentäaika tmod modulointijakson kestoaika tr virran nousuaika trr takavirran kestoaika Tρ oikosulkumoottorin hankaushäviömomentti Tc planeetankannattimen vääntömomentti Te polttomoottorin momentti Tcomp kompressorin momentti Tf kitkan aiheuttama häviömomentti Ti moottorin vääntömomentti, kun mekaanisia häviöitä ei ole huomioitu Tl kuorman momentti TMG1 MG1:n momentti TMG2 MG2:n momentti Tr kehäpyörän vääntömomentti Ts aurinkopyörän vääntömomentti Tsähk sähköinen vääntömomentti Tturb turbiinin momentti uc kapasitanssin yli vaikuttava jännite udc välipiirin jännite uesr sarjaresistanssin yli vaikuttava jännite um magnetointijännite ur roottorijännite us staattorijännite u1…u6 vektorisäädetyn kaksitasoisen suuntaajan aktiivivektorit u0, u7 suuntaajan nollavektorit

XI

Vak diodin johtotilan jännite Vce kytkinkomponentin johtotilan jännite Vd moottorin iskutilavuus Vf diodin johtotilan jännite virran ollessa nolla Vir imusarjan tilavuus VR kondensaattorin nimellisjännite Vt kytkinkomponentin johtotilan jännite virran ollessa nolla Vtuc superkondensaattoripaketin napajännite Vuc superkondensaattoripaketin lähdejännite V0 jännite, jolla kytkinkomponentin parametrit on määritetty

Muut alaindeksit

α, β avaruusvektorin reaali- ja imaginääriakselien suuntaiset komponentit staattorikoordinaatistossa

ac vaihtosuure, vaihtovirtapuolen suure a, b, c kolmivaihejärjestelmän vaihesuureet d, q avaruusvektorin komponentit roottorivuokoordinaatistossa dc tasasuure, tasavirtapuolen suure diesel dieselmoottorin suure is isentrooppinen paisunta tai puristus in sisäänmenosuure kuorma kuorman suure out ulostulosuure lag viittaa vektorimoduloinnissa ohjevektorin takana olevan aktiivivekto-

riin lead viittaa vektorimoduloinnissa ohjevektorin edellä olevan aktiivivekto-

riin MG1 MG1:n suure MG2 MG2:n suure n suureen nimellisarvo off estotilaan kytkentä on johtotilaan kytkentä ref ohjearvo uc superkondensaattorin suure

Yläindeksit

ψr roottorivuokoordinaatisto * ohjearvo

XII

Lyhenteet

ac vaihtovirta AP aurinkopyörä dc tasavirta D diodi IGBT insulated-gate bipolar transistor KP kehäpyörä MG1 planeettavaihteen aurinkopyörälle kytketty sähkökone MG2 planeettavaihteen kehäpyörälle kytketty sähkökone PLK planeetankannatin PWM pulssinleveysmodulointi Re reaaliosa S kytkinkomponentti UC superkondensaattori

1

1. Johdanto

Viimeaikoina lisääntyvä huoli fossiilisten polttoaineiden käytöstä syntyvien hiilidioksi-dipäästöjen vaikutuksesta ilmastoon, kiristyvät päästörajat ja kohoava polttoaineiden hinta on motivoinut ajoneuvo- ja työkonevalmistajia etsimään menetelmiä polttoaineen-kulutuksen ja päästöjen vähentämiseen. Monien työkoneiden työsyklit sisältävät paljon ajovoimansiirron hidastus- ja taakanlaskuliikkeitä, joiden aikana taakan ja työkoneen potentiaali- ja liike-energia muutetaan perinteisissä käytöissä lämmöksi. Energian tal-teenotolla lasku- ja hidastusliikkeiden aikana on mahdollista vähentää monien työko-neiden energiankulutusta merkittävästi.

Sähköistä energian talteenottoa hybridijärjestelmien avulla on tutkittu vii-mevuosikymmenen puolivälistä lähtien. Sähköisessä talteenotossa jarrutusenergia muu-tetaan lasku- ja hidastusliikkeiden aikana kuorman akselille kytketyllä sähkökoneella sähköenergiaksi ja varastoidaan akustoon tai superkondensaattoripakettiin. Nosto- ja kiihdytystilanteissa sama sähkökone toimii moottorina ottaen energiaa energiavarastosta ja muuttaen sen mekaaniseksi energiaksi kuormalle. Hybridijärjestelmissä energiavaras-ton pääasiallinen käyttötarkoitus on jarrutusenergian lyhytaikainen varastointi, sekä energiantuottotarpeen tasaaminen.

Sähkökoneet, suuntaajat ja energiavarasto kasvattavat hybridijärjestelmän kokoa pe-rinteisiin järjestelmiin verrattuna. Hybridijärjestelmien pääasiallisena energialähteenä toimii yleensä polttomoottori, mikä mahdollistaa pitkät käyttöjaksot samalla, kun järjes-telmän koko pysyy kohtuullisena. Jarrutusenergian talteenotto myös vähentää järjestel-män jäähdytystarvetta ja sähkökone mahdollistaa pienempitehoisen polttomoottorin käytön, mikä osaltaan pienentää eroa tilantarpeessa ja painossa perinteisten- ja hybridi-järjestelmien välillä.

Tämä diplomityö on tehty osana Tampereen teknillisen yliopiston ja Lappeenrannan teknillisen yliopiston yhteistä ENTALT- tutkimushanketta. Hankkeen tavoitteena on kehittää menetelmiä työkoneiden energiankulutuksen vähentämiseen. Tämän työn ta-voitteena on kehittää simulointimalli jaetuntehon hybridijärjestelmän säädön simuloin-tiin ja järjestelmän hyötysuhteen tarkasteluun erilaisia ohjausmenetelmiä käytettäessä. Työssä ei tarkastella energiavarastojen mallintamista eikä niiden kytkentää järjestel-mään kovinkaan tarkasti, koska ENTALT-projektin puitteissa on näistä aiheista samaan aikaan meneillään kaksi muuta diplomityötä.

Työn toisessa luvussa luodaan yleiskatsaus jaetuntehon hybridijärjestelmän raken-teeseen, toimintaan ja ohjausperiaatteeseen. Kolmannessa luvussa tarkastellaan lähem-min järjestelmän komponenttien toimintaa ja muodostetaan mallit yksittäisille kom-ponenteille. Neljännessä luvussa kootaan yksittäisten komponenttien mallit hybridijär-

2

jestelmän malliksi ja muodostetaan kokonaisuudelle yksinkertainen säätöjärjestelmä. Viimeisessä luvussa tarkastellaan mallin toimintaa esimerkkisimulointien ja kompo-nenttien mallien tuottamien hyötysuhdekäyrästöjen avulla.

3

2. Jaetuntehon hybridi

2.1. Rakenne

Hybridijärjestelmien kaksi perustapausta ovat kuvassa 2.1 olevat sarja- ja rinnakkais-hybridit. Sarjahybrideissä ei ole mekaanista tehonsiirtojärjestelmää polttomoottorin ja kuorman välillä. Kaikki polttomoottorilla tuotettu teho muutetaan generaattorin avulla sähköenergiaksi, jolla syötetään kuormaan kytkettyä moottoria, tai se varastoidaan ener-giavarastoon myöhempää käyttöä varten. Mekaanisen kytkennän puuttuessa kuorman ja polttomoottorin väliltä voidaan polttomoottorin pyörimisnopeutta säätää parhaan hyö-tysuhteen saavuttamiseksi täysin kuorman nopeudesta riippumatta. Sarjahybridi on ra-kenteeltaan sekä järjestelmän ohjauksen kannalta hyvin yksinkertainen. Haittapuolena sarjahybridissä on tarvittavien sähkökoneiden suuri koko ja suuntaajilta vaadittava suuri tehonkesto. Koska polttomoottorilla tuotettu teho siirretään kuormalle kahden sähköko-neen ja kahden suuntaajan kautta, kasvavat tehonsiirron häviöt suhteellisen suuriksi, vaikka yksittäisten komponenttien hyötysuhde onkin hyvä. [1]

Kuva 2.1. Sarja- ja rinnakkaishybridijärjestelmät

Rinnakkaishybrideissä polttomoottorin teho siirretään kuormalle mekaanisen voi-mansiirtojärjestelmän kautta. Tehonsiirron häviöt pysyvät pienenä, mutta polttomootto-rin pyörimisnopeus on sidottu kuorman pyörimisnopeuteen. Polttomoottorin pyörimis-nopeutta ei voida ohjata vapaasti ja voimansiirtojärjestelmään tarvitaan useimmissa ta-pauksissa vaihteisto kuorman ja polttomoottorin väliin. Polttomoottorin rinnalle kytket-tyä sähkökonetta käytetään jarrutustilanteissa generaattorina ottamaan jarrutusenergiaa talteen ja huippukuormitustilanteissa sen avulla avustetaan polttomoottoria. Sähköko-

4

neita tarvitaan vain yksi ja koska sähkökonetta käytetään ainoastaan polttomoottorin apuna, eikä ainoana kuormalle tehoa tarjoavana voimanlähteenä kuten sarjahybridissä, se voi olla selvästi pienempi kuin sarjahybridijärjestelmän sähkökoneet. [1]

Kolmas hybridijärjestelmien tyyppi on kuvassa 2.2 oleva ja tässä työssä käsiteltävä jaetuntehon hybridi. Jaetuntehon hybridijärjestelmällä pyritään hyödyntämään samanai-kaisesti rinnakkais- ja sarjahybridien hyvät ominaisuudet. Järjestelmä koostuu poltto-moottorista, generaattorista, sähkömoottorista sekä sähkökoneet ja polttomoottorin toi-siinsa sekä kuormaan kytkevästä, portaattoman välityssuhteen muutoksen mahdollista-vasta tehonjakolaitteesta. Sähkökoneita syöttävät suuntaajat on kytketty yhteiseen väli-piiriin, johon on kytketty myös energiavarasto joko suoraan tai hakkuriteholähteen kaut-ta. Jaetuntehon hybridissä osa polttomoottorin tehosta siirretään kuormalle tehonjako-laitteen kautta mekaanisesti kuten rinnakkaishybridissäkin. Loppuosa polttomoottorin tehosta muunnetaan generaattorilla sähköenergiaksi, joka syötetään kuorman kanssa samalle akselille kytketylle sähkömoottorille tai energiavarastoon myöhempää käyttöä varten kuten sarjahybridissä. Koska vain osa polttomoottorin tehosta siirretään kuormal-le sähköistä reittiä, pysyvät sähköiset häviöt selvästi pienempinä kuin sarjahybridijärjes-telmässä. Sähkökoneet ja suuntaajat voidaan myös mitoittaa huomattavasti pienemmiksi kuin sarjahybridissä. [2]

Kuva 2.2. Jaetuntehon hybridi

Jaetuntehon hybridijärjestelmän ytimenä on tehonjakolaite, johon polttomoottori, sähkökoneet ja kuorma on kytketty. Jaetuntehon hybridijärjestelmiä käsittelevissä jul-kaisuissa tehonjakolaitteena on useimmiten planeettavaihde. Siksi tässäkin työssä keski-tytään tarkastelemaan järjestelmää, jossa tehonjako on toteutettu planeettavaihteen avul-la. Planeettavaihde on rakenteeltaan suhteellisen yksinkertainen ja pienikokoinen me-kaaninen laite, joka mahdollistaa välityssuhteen portaattoman muutoksen kuorman ja polttomoottorin välillä ja jonka hyötysuhde tehonsiirrossa on hyvä. Tehonjako voidaan toteuttaa myös useammasta planeettapyörästöstä koostuvan vaihteiston avulla, jolloin välityssuhdealueesta saadaan laajempi ja polttomoottorin pyörimisnopeutta voidaan ohjata vapaammin. [2, 3, 4, 5, 6, 7]

5

Tässä työssä ei ole tarkasteltu mitään tiettyä sovelluskohdetta, eikä vaihteiston väli-tyssuhdealueen laajentamiselle siten tämän työn puitteissa ole tarvetta. Työssä on siksi keskitytty ainoastaan yksinkertaisimpaan mahdolliseen tapaukseen.

Periaatepiirros planeettavaihteesta on kuvassa 2.3. Planeettavaihde koostuu aurinko-pyörästä, kehäpyörästä, planeettapyöristä sekä planeetankannattimesta, johon planeetta-pyörät on kytketty. Vaihteen akseleilla vaikuttavien momenttien suhteet toisiinsa mää-räytyvät aurinkopyörän ja kehäpyörän hammaslukujen suhteesta eli vaihteen perusväli-tyssuhteesta. Siten momenttien suhteet pysyvät vakiona akseleiden pyörimisnopeuksista ja vaihteen kautta siirrettävästä kokonaistehosta riippumatta ja tehonsiirtosuhde akselei-den välillä vaihtelee akseleiden pyörimisnopeuksien mukaan. Tässä työssä tarkastelta-vassa järjestelmässä polttomoottori on kytketty planeetankannattimelle, generaattori (MG1) aurinkopyörälle ja moottori (MG2) sekä kuorma kehäpyörälle. Mekaanisen te-honsiirron planeetankannattimelta kehäpyörälle mahdollistaa generaattorilla aurinko-pyörälle tuotettu tukimomentti. Generaattorilta vaadittava momentti riippuu polttomoot-torin momentista sekä planeettavaihteen perusvälityssuhteesta ja generaattorin pyöri-misnopeus halutuista kuorman ja polttomoottorin nopeuksista. Kuormituksen ja pyöri-misnopeuksien vaihdellessa tehonsiirron suunnat vaihteen akseleilla vaihtelevat ja mo-lemmat sähkökoneet voivat toimia tilanteen mukaan joko moottorina tai generaattorina. Tarkemmin planeettavaihteen toimintaa tarkastellaan alaluvussa 3.6. [3]

Kuva 2.3. Planeettavaihde

Planeettavaihteen mahdollistaman portaattoman välityssuhteen muutoksen ansiosta polttomoottoria voidaan jaetuntehon hybridijärjestelmässä käyttää kapealla kierrosluku-alueella parhaan hyötysuhteensa tuntumassa, lähes kuten sarjahybridijärjestelmässäkin. Koska polttomoottorilta ei vaadita laajaa, tasaista vääntö- tai tehoaluetta, voidaan sen toiminta optimoida kapealle kierroslukualueelle ja hyötysuhdetta saadaan näin parannet-tua. [3]

Haittapuolena jaetuntehon hybridissä on järjestelmän monimutkaisuus. Sähkökonei-den tyypin ja nimellispyörimisnopeuden, sekä planeettavaihteiston perusvälityssuhteen ja mahdollisten kiinteiden välityssuhteiden valinta niin, että järjestelmän kokonaishyö-tysuhde saadaan mahdollisimman hyväksi, on monimutkaista. Planeettavaihteen kautta toisiinsa kytkettyjen sähkökoneiden ja polttomoottorin pyörimisnopeudet ovat kytkök-

6

sissä toisiinsa. Koska akseleiden momenttien suhteet pysyvät vakiona ja riippuvat pla-neettavaihteen perusvälityssuhteesta, vaikuttaa vaihteen välityssuhteen valinta tehon-siirtosuhteeseen sähköisen ja mekaanisen reitin välillä. Tehonsiirtosuhde puolestaan vaikuttaa sähkökoneiden mitoitukseen ja kokoon. Sähköisen tehonsiirtoreitin hyö-tysuhde on heikompi kuin mekaanisen, joten tehonsiirtosuhde vaikuttaa myös järjestel-män kokonaishyötysuhteeseen. Jaetuntehon hybridissä kuorman, molempien sähköko-neiden sekä polttomoottorin momentit ja nopeudet kytkeytyvät planeettavaihteen kautta toisiinsa, mikä tekee ohjausjärjestelmästä monimutkaisemman kuin rinnakkais- tai sar-jahybrideissä. [3]

2.2. Toimintaperiaate

Jaetuntehon hybridijärjestelmässä kuorman tehontarve voidaan täyttää tuottamalla tar-vittava teho polttomoottorilla, ottamalla se energiavarastosta tai käyttämällä yhtä aikaa molempia. Polttomoottorilla sekä kummallakin järjestelmään kytketyllä sähkökoneella on omat tehtävänsä, jotka poikkeavat järjestelmän ohjauksen kannalta toisistaan. [1, 3]

Polttomoottorin vaste momentti- ja pyörimisnopeusohjeiden muutoksiin on sähkö-koneisiin verrattuna hidas. Sähkömoottorin hyötysuhde ei myöskään osakuormalla heik-kene yhtä nopeasti kuin polttomoottorin. Siksi kuorman momentin nopeisiin muutoksiin vastaaminen kannattaa jättää kuorman akselille kytketyn sähkökoneen tehtäväksi ja käyttää polttomoottoria hitaammin muuttuvalla teho-ohjeella tuottamaan kuorman ot-tama keskimääräinen teho. Kehäpyörän akselille kytketyn sähkökoneen tehtävänä on nopeisiin kuormamomentin muutoksiin vastaamisen lisäksi ottaa energiaa talteen jarru-tustilanteissa ja avustaa polttomoottoria huippukuormitustilanteissa. [1, 3]

Aurinkopyörän akselille kytketyn sähkökoneen tehtävä on tuottaa mekaanisen te-honsiirron planeetankannattimelta kehäpyörälle mahdollistava tukimomentti. Planeetta-vaihteessa kahden akselin pyörimisnopeudet määräävät kolmannen akselin nopeuden. Kehäpyörän pyörimisnopeus määräytyy kuorman tarvitseman pyörimisnopeuden perus-teella, joten planeetankannattimen ja aurinkopyörän pyörimisnopeudet on sidottu toi-siinsa. Polttomoottorin tehoa säädetään kuorman ottaman tehon perusteella, ja poltto-moottorin nopeudensäätö voidaan toteuttaa aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen no-peutta säätämällä. [1, 3]

Aurinkopyörän ja kehäpyörän akseleille kytketyt sähkökoneet MG1 ja MG2 muo-dostavat yhdessä sarjahybridijärjestelmää vastaavan sähköisen tehonsiirtoreitin poltto-moottorilta kuormalle. Rinnakkaishybridijärjestelmää vastaava osa muodostuu poltto-moottorilta planeettavaihteen kautta mekaanisesti kuormalle siirtyvästä tehosta ja ener-giavarastosta kehäpyörälle kytketyn sähkökoneen MG2 kautta siirrettävästä tehosta. Sähköisesti polttomoottorilta kuormalle siirrettävän tehon osuus polttomoottorin tehosta riippuu polttomoottorin ja edelleen aurinkopyörän akselille kytketyn sähkökoneen MG1 vääntömomentista, sekä aurinkopyörän pyörimisnopeudesta. Jos kuorman pyörimisno-peus pysyy pitkiä aikoja tasaisena tai vaihtelee ainoastaan vähän, voidaan planeetta-vaihde varustaa kytkimellä, jolla aurinkopyörä saadaan lukittua planeetankannattimeen

7

tai vaihteen koteloon. Tällöin aurinkopyörälle kytketty sähkökone, sekä sitä syöttävä suuntaaja voidaan kytkeä pois käytöstä ja planeettavaihde toimii kiinteällä välityssuh-teella. [1, 3]

Kuormitustilanteesta, ohjaustavasta ja järjestelmän rakenteesta riippuen järjestelmää voidaan käyttää eri tavoilla: [1, 3]

1) Jaetuntehon hybridinä, jolloin tehoa siirretään sekä sähköistä, että mekaanista reittiä. Polttomoottorin pyörimisnopeutta voidaan ohjata kuorman nopeudesta riippumatta. Tehonsiirtosuhde sähköisen ja mekaanisen reitin välillä sekä säh-kökoneiden rooli riippuu kuorman ja polttomoottorin pyörimisnopeuksista, sekä hetkellisestä kuormituksesta.

2) Polttomoottori sammutettuna, generaattori vapaasti pyörien tai kytkimen avulla irrotettuna, pelkästään akustosta energiansa ottavan kehäpyörälle kytketyn säh-kökoneen avulla.

3) Rinnakkaishybridinä aurinkopyörä lukittuna. Polttomoottoria käytetään tuotta-maan hitaammin muuttuva osuus kuorman tehosta ja kehäpyörälle kytkettyä sähkökonetta kuormitustilanteesta riippuen joko ottamaan talteen jarrutusener-giaa tai avustamaan polttomoottoria. Tässä tilassa välityssuhde kuorman ja polt-tomoottorin välillä on kiinteä ja kuorman nopeus on suoraan verrannollinen polt-tomoottorin pyörimisnopeuteen.

4) Aurinkopyörä lukittuna, pelkästään polttomoottorin avulla. Tässä työssä muodostettu jaetuntehon hybridin malli ei sisällä aurinkopyörän mekaanis-ta lukitusmahdollisuutta.

2.3. Komponenttien mitoitus

Jaetuntehon hybridijärjestelmän komponenttien mitoitus tulee tehdä kokonaisuutena. Tässä alaluvussa käydään lyhyesti läpi eri komponenttien mitoitukseen vaikuttavia teki-jöitä ja vaatimuksia, jotka mitoituksessa pitää huomioida.

Polttomoottori

Polttomoottorin mitoituksessa tärkein huomioitava asia on tarvittava teho. Pyörimisno-peus ja vääntömomentti voidaan sovittaa kuorman pyörimisnopeuteen sopivaksi voi-mansiirron välityssuhteiden valinnalla. Polttomoottorin hyötysuhde on tavallisesti par-haimmillaan, kun kuormitus on suuri ja pyörimisnopeus pyörimisnopeusalueen puolivä-lin tuntumassa. Kuorman tarvitsema keskimääräinen teho jää usein hyvin pieneksi ver-rattuna huipputehontarpeeseen. Tästä seuraa, että monissa perinteisissä ajoneuvo- ja työkonekäytöissä polttomoottori toimii suuren osan ajasta varsin kaukana parhaan hyö-tysuhteen tuottavasta toimintapisteestä. [8]

Hybridijärjestelmissä sähkökoneita ja energiavarastoon varastoitua energiaa voidaan käyttää avustamaan polttomoottoria huippukuormitustilanteissa. Siten polttomoottori voidaan mitoittaa pienemmäksi ja se käy suuremman osan ajasta lähempänä optimaalis-

8

ta toimintapistettään eli paremmalla hyötysuhteella. Pidemmällä aikavälillä kaikki lait-teen tarvitsema energia on kuitenkin tarkoitus tuottaa polttomoottorilla. Sen pitää siis kyetä kattamaan vähintään kuorman tarvitsema keskimääräinen teho ja järjestelmässä syntyvät keskimääräiset häviöt. [4, 8]

Järjestelmän hyötysuhteen kannalta hyvä vaihtoehto voisi olla polttomoottori valit-seminen niin, että se saavuttaa parhaan hyötysuhteensa vaadittavan keskimääräisen te-hon kohdalla. Tällaisella mitoituksella polttomoottoriin yleensä jää vielä merkittävä tehoreservi, jota voidaan hyödyntää hetkellisissä huippukuormitustilanteissa tai tilan-teissa, joissa energiavaraston varaustila on syystä tai toisesta päässyt laskemaan niin alas, ettei sähkökoneita voida käyttää avustamaan polttomoottoria. Kierroslukualueen yläpäätä, jolla polttomoottorin hyötysuhde heikkenee, voidaan hyödyntää myös tilan-teissa, joissa aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen pyörimisnopeusalueen rajat tilapäi-sesti rajoittavat kuorman pyörimisnopeutta.

Polttomoottorin mitoitukseen vaikuttaa myös käytettävissä olevan energiavaraston ja sähkökoneiden koko. Polttomoottorilla ja MG2:lla pitää joka tilanteessa pystyä tuot-tamaan kehäpyörälle kuorman vaatima vääntömomentti. Samoin energiavaraston pitää kyetä syöttämään järjestelmään polttomoottorin tehon ja kuorman tehon erotus. Joissa-kin tilanteissa polttomoottorin kasvattaminen saattaa olla parempi vaihtoehto kuin MG2:n tai energiavaraston kasvattaminen. Varsinkin akuston energianvarastointikapasi-teetin lisääminen kasvattaa hybridijärjestelmän kokoa ja painoa voimakkaasti. Esimer-kiksi ajoneuvokäytöissä käytettävissä oleva tila ja ajoneuvon kokonaispainon kasvami-nen saattavat pakottaa tinkimään energiavaraston kapasiteetista. Akustolla on myös merkittävä osuus hybridijärjestelmän valmistuskustannuksista, joten taloudelliset sei-katkin saattavat puoltaa pienemmän energiavaraston ja suurempitehoisen polttomootto-rin käyttöä.[4, 9]

Sähkökoneet

Aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen tehtävänä järjestelmässä on tuottaa aurinkopyö-rälle tukimomentti, joka mahdollistaa mekaanisen tehonsiirron planeetankannattimelta kehäpyörälle. Sen mitoitus määräytyy polttomoottorin huippumomentin ja planeetta-vaihteen perusvälityssuhteen mukaan. Koneen on kyettävä tuottamaan aurinkopyörälle polttomoottorilta välittyvää maksimimomenttia vastaava momentti pyörimisnopeusalu-eella, joka määräytyy planeettavaihteen perusvälityssuhteen sekä kehäpyörän ja poltto-moottorin pyörimisnopeusalueiden perusteella. Koska tässä työssä polttomoottorin no-peutta oletetaan säädettävän MG1:n momentilla, pitää sen pystyä tuottamaan riittävä momentti polttomoottorin pyörimisnopeuden muuttamiseen myös silloin, kun poltto-moottori tuottaa maksimimomenttinsa. Lähteessä [4] on nopeudensäätöä varten MG1:n maksimimomentti mitoitettu 40 % polttomoottorilta aurinkopyörälle välittyvää maksi-mimomenttia suuremmaksi. [3, 4, 10]

Kentänheikennysaluetta ei voida MG1:n ohjauksessa hyödyntää, ellei polttomootto-rin momenttia samalla rajoiteta, tai ellei MG1:tä ole reilusti ylimitoitettu. Rajoitettaessa

9

polttomoottorin momenttia ja tehontarpeen pysyessä samalla vakiona, pitää polttomoot-torin toimintapistettä siirtää suuremmille pyörimisnopeuksille, jolloin hyötysuhde heik-kenee. Sähkökoneen momentin ylimitoittaminen puolestaan kasvattaa sen kokoa ja pai-noa voimakkaasti. Polttomoottorin tuottama momentti on aina samansuuntainen, joten myös MG1:n momentin suunta on nopeita pyörimisnopeuden muutostilanteita lukuun ottamatta vakio. Ideaalinen momenttikäyrän muoto MG1:lle olisi käyrä, joka on tasai-nen nollasta maksiminopeuteen sekä positiiviseen että negatiiviseen pyörimissuuntaan. [3, 10]

MG1:n jäähdytyksessä on huomioitava, että se saattaa joutua toimimaan pitkiä aiko-ja hyvin pienellä pyörimisnopeudella polttomoottorin maksimimomenttia vastaavalla momentilla. Oikosulkumoottorin roottorin häkkikäämityksessä syntyvät virtalämpöhä-viöt lämmittävät roottoria. Kestomagneettimoottorin roottorissa ei vastaavia häviöitä synny ja siten kestomagneettimoottorin roottorin jäähdytystarve on selvästi oikosulku-moottoria pienempi. Sähkökoneiden jäähdytystä suunniteltaessa tällä saattaa olla merki-tystä. Kestomagneettimoottorit ovat yleensä myös hyötysuhteeltaan parempia ja kool-taan pienempiä kuin vastaavat oikosulkumoottorit. [3, 10]

Kuorman akselille kytketyn sähkökoneen momenttikäyrän muoto määräytyy kuor-man tarvitseman momentin perusteella. MG2:n momentin ja polttomoottorilta kehäpyö-rälle välittyvän momentin pitää yhdessä joka tilanteessa kattaa kuorman momentti. Ken-tänheikennysaluetta voidaan hyödyntää, jos kuorma on vakiotehotyyppinen. Jos kuor-man teho vaihtelee, voidaan se huomioida mitoittamalla kone käyttötavan mukaan esi-merkiksi jaksottaiskäyttöön tai lyhytaikaiseen käyttöön. [3, 11, 12]

Hybridijärjestelmää suunniteltaessa myös voimansiirtojärjestelmän rakenne ja säh-kökoneiden sijoitusmahdollisuudet vaikuttavat niiden mitoitukseen. Sähkökoneen omi-naisuuksista eniten kokoon vaikuttaa koneen nimellismomentti. Siten pyrittäessä pieni-kokoiseen ja kevyeen järjestelmään, sähkökoneiksi kannattaa valita koneet, joiden ni-mellismomentti on pienehkö ja pyörimisnopeus suuri, jos se onnistuu ilman ylimääräisiä välityssuhdeportaita voimansiirrossa.

Planeettavaihde

Planeettavaihteelta vaadittava momentinkesto määräytyy polttomoottorin huippumo-mentin mukaan. Häviöiden minimoimiseksi planeettavaihteen perusvälityssuhde ja pla-neettavaihteen ja kuorman välissä olevan voimansiirron välityssuhde olisi hyvä valita niin, että kuorman tehon ja pyörimisnopeuden ollessa keskimääräisissä arvoissaan polt-tomoottori toimii lähellä parhaan hyötysuhteensa toimintapistettä ja sähköisesti siirret-tävän tehon osuus pysyy pienenä. Polttomoottorin hyötysuhde on parhaimmillaan suu-rella momentilla, jolloin myös aurinkopyörälle kytketyltä sähkökoneelta vaaditaan suur-ta momenttia. Suurella aurinkopyörän pyörimisnopeudella MG1:n teho kasvaa suureksi, jolloin sähköisen tehonsiirron häviöt kasvavat. Vaihteen perusvälityssuhteen valinnassa pitää ottaa huomioon myös MG1:n pyörimisnopeusalue, joka yhdessä perusvälityssuh-teen kanssa määrää saavutettavissa olevan välityssuhdealueen.[2, 3]

10

Energiavarasto

Energiavaraston mitoituksessa pitää huomioida kuorman tehosykli, sekä polttomootto-rin mitoitus ja ohjaustapa. Näiden perusteella voidaan laskea energiavarastolta vaaditta-va energianvarastointikapasiteetti ja tehonantokyky, joiden perusteella voidaan valita energiavaraston tyyppi. Myös energiavaraston odotettavissa oleva kestoikä sekä vuosis-sa, että lataus-purkaussyklien määränä tulee huomioida. [41]

11

3. Järjestelmän komponenttien mallintaminen

Kuvassa 3.1 on mallinnetun järjestelmän ylimmän tason lohkokaavio. Sähkökoneina planeettavaihteen aurinko- ja kehäpyörällä on 75 kW:n nelinapaiset oikosulkukoneet. Planeetankannattimelle on kytketty noin 96 kW:n dieselmoottori. Kuorma on kytketty MG2:n kanssa planeettavaihteen kehäpyörälle. Oikosulkukoneita syöttävät suuntaajat on kytketty yhteiseen välipiiriin, johon myös energiavarasto on liitetty hakkuriteholäh-teen kautta. Suuntaajia ohjataan vektorisäädöllä nopeustakaisinkytkettyinä.

Oikosulkukoneiden (MG1 ja MG2), polttomoottorin ja kuorman malleista saadaan planeettavaihteen akseleilla vaikuttavat vääntömomentit. Liikeyhtälöt sisältävä planeet-tavaihteen malli tuottaa akseleiden kulmanopeudet. MG1:n- ja MG2:n säätö-lohkot an-tavat ulostulonaan suuntaajien jänniteohjeet. Suuntaajat ja välipiiri-lohkossa on oikosul-kukoneita syöttävät ideaalisilla kytkinkomponenteilla mallinnetut kaksitasoiset kolmi-vaihesuuntaajat sekä välipiiri, johon kummankin suuntaajan dc-puoli on kytketty. Loh-kon ulostuloina saadaan oikosulkukoneiden syöttöjännitteet, sekä välipiirin jännite energiavarastolle. Energiavarastona mallissa on hakkuriteholähteen kautta suuntaajien välipiiriin kytketty superkondensaattori. Sähkökoneiden kulmanopeusohjeet, sekä polt-tomoottorille syötettävän polttoainemäärän ohjearvo saadaan luvussa 4 käsiteltävältä ohjausjärjestelmältä. Seuraavissa alaluvuissa tarkastellaan kuvan 3.1 lohkojen sisältöä tarkemmin.

Kuva 3.1. Ylimmän tason lohkokaavio mallinnetusta järjestelmästä

12

3.1. Dieselmoottori

Dieselmoottoreissa sylinteri täytetään imutahdin aikana pelkällä ilmalla. Polttoaine suihkutetaan sylinteriin männän yläkuolokohdan tuntumassa ja se syttyy paineen ja il-man kokoonpuristamisen seurauksena syntyneen lämmön vaikutuksesta. Moottorin te-hoa säädetään sylinteriin suihkutettavalla polttoainemäärällä, joten ilmamäärän rajoit-taminen virtausta kuristamalla, kuten ottomoottorissa, ei ole tarpeen. Yläraja moottoris-sa palavalle polttoainemäärälle ja siten moottorin teholle määräytyy sylinterissä työtah-din aikana olevan ilmamäärän mukaan. Ilmamäärän lisääminen ahtamalla mahdollistaa suuremman polttoainemäärän suihkuttamisen sylinteriin ja kasvattaa moottorin tehoa. [13]

Polttomoottorin hyötysuhde voidaan jakaa teoreettiseen termiseen hyötysuhteeseen ηt, mekaaniseen hyötysuhteeseen ηm, ja prosessin hyvyyssuhteeseen ηg. Teoreettinen terminen hyötysuhde ηt on moottorissa maksimissaan työksi muuttuvan lämpömäärän Q1-Q2 suhde moottoriin syötetyn polttoaineen sisältämään lämpömäärään Q1, kun pro-sessi oletetaan täysin adiabaattiseksi eli oletetaan, että prosessissa ei tapahdu lämpöhä-viöitä: [13]

1

21

QQQ

t−

=η (3-1)

Moottoriin tuotu lämpömäärä Q1 on sylinteriin syötetyn polttoaineen energiasisältö ja moottorista poistunut lämpömäärä Q2 on pakokaasujen mukana moottorista poistuneen ja imuilman mukana moottoriin tuodun lämpömäärän erotus. Teoreettisen termisen hyö-tysuhteen avulla voidaan ilmaista terminen teho Pt: [13]

lftt HmP &η= (3-2)

jossa on polttoaineen massavirta moottoriin ja Hfm& l on polttoaineen alempi (teholli-

nen) lämpöarvo. Mekaaninen hyötysuhde on määritelmän mukaan moottorin akselilta mitatun tehon

Pe suhde kaasun männänpäähän kohdistamaan työtä tekevään tehoon eli indikoituun tehoon Pi. [13]

i

em P

P=η (3-3)

Prosessin hyvyyssuhde on indikoidun tehon Pi suhde termiseen tehoon Pt. [13]

t

ig P

P=η (3-4)

Edellisten avulla moottorin kokonaishyötysuhteelle ηe saadaan. [13]

mgte ηηηη ⋅⋅= (3-5)

Moottorin hyvyyssuhteeseen vaikuttavia tekijöitä ovat: [13]

• lämpöhäviöt mekaanisten rakenteiden kautta jäähdytysnesteeseen ja ympäröi-vään ilmaan

13

• sylinterin huuhtelun vajavaisuus, eli poistotahdin aikana syliteriin jää pakokaa-sua

• lisäilmakerroin ja palamisen epätäydellisyys • palamisajan pituus ja sytytysennakko, eli se kuinka hyvin laajenevan kaasun

energiasisältö onnistutaan muuttamaan työtahdin aikana mekaaniseksi energiak-si

• kaasujen virtausvastukset Edellä mainituista merkittävimmät ovat lämpöhäviöt ja epätäydellinen palaminen.

Hyvyyssuhteen ηg ja teoreettisen termisen hyötysuhteen ηt tulona saadaan hyötysuh-de ηi, joka vastaa indikoidusta tehosta laskettua hyötysuhdetta. Hyötysuhteen ηi avulla moottorin kokonaishyötysuhde voidaan esittää muodossa: [13]

mie ηηη ⋅= (3-6)

Myös hyötysuhdetta ηi kutsutaan usein termiseksi hyötysuhteeksi. Tässäkin työssä ter-misellä hyötysuhteella tarkoitetaan jatkossa indikoitua tehoa vastaavaa hyötysuhdetta ηi. Mekaanisia häviöitä moottorissa aiheuttavat: [13]

• moottorin sisäiset kitkat • apulaitteiden käyttö • hydrauliset häviöt eli öljyn, jäähdytysnesteen ja polttoaineen pumppaus • sylinterin huuhtelun ja ahtamisen vaatima teho

Täytösaste kuvaa imutahdin aikana sylinteriin saadun ja ulkoilman paineeseen ja lämpö-tilaan redusoidun kaasumäärän suhdetta sylinterin iskutilavuuteen. Täytösasteella on huomattava vaikutus moottorin hyvyyssuhteeseen, ja sitä kautta se vaikuttaa myös hyö-tysuhteeseen. Täytösasteen arvoon vaikuttaa imu- ja pakokanavien muotoilu ja venttiili-rakenne, sekä imuilman virtausnopeus ja varsinkin virtausnopeus imuventtiilien kohdal-la. Polttomoottorin rakennetta on havainnollistettu kuvassa 3.2. [13]

Kuva 3.2. Polttomoottorin halkileikkaus

Paras hyötysuhde polttomoottoreilla on yleensä täydellä kuormalla tai lähellä sitä pyörimisnopeusalueen puolivälin tuntumassa. Tehollisen keskipaineen ja kuormitusas-

14

teen noustessa moottorin mekaaninen hyötysuhde yleensä paranee, koska kitkan ja apu-laitteiden aiheuttamien häviöiden suhteellinen osuus tuotetusta tehosta laskee. Kevyillä kuormituksilla suurempi osa moottorin tehosta kuluu kitkahäviöiden voittamiseen ja lisäksi pienenevä polttoainemäärä heikentää palamista, jolloin hyvyyssuhde heikkenee. Suurilla pyörimisnopeuksilla taas mekaaninen hyötysuhde laskee massahitausvoimien kasvaessa ja niiden aiheuttaman laakerien kuormituksen ja kitkahäviöiden kasvun seu-rauksena. [13]

Simulointeja varten muodostettiin malli iskutilavuudeltaan 4.9 litraisesta, noin 96kW:n huipputehon kehittävästä, turboahdetusta dieselmoottorista. Moottorin malli pyrittiin pitämään mahdollisimman yksinkertaisena, jotta simulointiajat eivät kasvaisi kohtuuttoman pitkiksi. Malli toteutettiin keskiarvomallina, joka ei huomioi moottorin kampiakselin kulmaa, eikä nopeita, yhden kampiakselin kierroksen aikana tapahtuvia muutoksia esimerkiksi virtausmäärissä tai sylinterin lämpötiloissa. Se tuo kuitenkin esiin moottorin ja ahtimen hitausmomenttien sekä imu- ja pakosarjan paineen muutos-ten hitauden vaikutuksen nopeissa momentin ja pyörimisnopeuden muutostilanteissa. Dieselmoottorin keskiarvomalli perustuu massan ja energian säilyvyyden lakiin, sekä kaasujen yleiseen tilanyhtälöön. Seuraavaksi käydään läpi dieselmoottorin mallintami-sessa käytetyt yhtälöt ja mallin rakenne. Malli koostuu neljästä pääosasta: imusarjasta, moottorista, pakosarjasta ja turboahtimesta. Kaaviokuva moottorista on kuvassa 3.3. Kuvassa paineita on merkitty p:llä, lämpötiloja ϑ :llä ja massavirtoja :llä. Samoja merkintöjä käytetään jatkossa myös yhtälöissä, joilla moottoria on mallinnettu.

m&

Kuva 3.3. Dieselmoottori

15

3.1.1. Imu- ja pakosarja

Imusarjan paine vaikuttaa sylinterin täytösasteeseen ja moottorista saatavaan tehoon. Se voidaan laskea ilmamassan perusteella kaasujen yleisestä tilanyhtälöstä: [14]

)()(

)( 22 tM

tmVRtp

ilma

ir

ir

ϑ= (3-7)

p2(t) = imusarjan paine [bar] R = moolinen kaasuvakio [(bar·dm3)/(mol·K)] Milma = ilman moolimassa [g/mol] Vir = imusarjan tilavuus [dm3] mir = imusarjan ilmamassa [g]

)(2 tϑ = ilman lämpötila imusarjassa [K] Välijäähdyttimen on oletettu pitävän moottorin imuilman lämpötila vakiona. Välijääh-dyttimen ja imusarjan aiheuttama painehäviö ahtimen ja moottorin välillä riippuu neliöl-lisesti niiden kautta kulkevasta massavirrasta. Painehäviö on kuitenkin yleensä suhteel-lisen pieni, lähteen [15] mukaan yleensä 3 – 10 prosenttia, eikä sillä ole merkittävää vaikutusta moottorin dynamiikkaan, joten se on siksi jätetty huomioimatta. [14, 15]

Paineen laskemiseen tarvittava ilmamassa mir saadaan integroimalla kompressorista tulevan ja moottoriin menevän massavirran erotusta: [14]

(∫ −= dttmtmtm ecir )()()( && ) (3-8)

cm& = kompressorin massavirta [g/s]

)(tme& = ilman massavirta moottoriin [g/s]

Pakosarjan paine vaikuttaa ahtimen turbiinin tuottamaan vääntömomenttiin ja sen

kautta kompressorin tuottamaan ahtopaineeseen. Pakosarjan massavirralle ja paineelle pätee vastaavat yhtälöt kuin imusarjalle

3.1.2. Moottoriosa ja sen tuottama vääntömomentti

Tässä lohkossa lasketaan moottorin tuottama vääntömomentti imusarjan paineen, imuilman lämpötilan, moottorin kulmanopeuden ja moottoriin syötetyn polttoainemää-rän perusteella. Lohkon ulostulona saadaan lisäksi moottorin massavirta ja pakokaasun lämpötila. Moottorin massavirtaa käytetään imu- ja pakosarjan paineiden laskennassa. Pakosarjan paineen laskemiseen tarvitaan myös pakokaasun lämpötila. Lohkokaavio moottorista ilman imu- ja pakosarjaa, sekä ahdinta on kuvassa 3.4. Seuraavaksi käydään läpi moottoriosan alalohkojen sisältö.

16

Kuva 3.4. Moottori ilman imu- ja pakosarjaa sekä ahdinta

Ilman massavirta moottoriin

Nelitahtisen moottorin tapauksessa ilman massavirta moottoriin voidaan laskea yhtälöl-lä: [14]

filmaed

e MtR

tpVtm η

ϑπω

)()(

22)(

2

2=& (3-9)

Vd = moottorin iskutilavuus [dm3] ωe = moottorin kulmanopeus [rad/s] ηf = täytösaste

Yhtälössä esiintyvä täytösaste kuvaa vapaasti hengittävän moottorin sylinteriin virran-neen normaalipaineisen ilman tilavuuden suhdetta sylinterin iskutilavuuteen. Täytösaste riippuu useista muuttujista pyörimisnopeuden ollessa niistä hallitseva. Se voidaan yleensä esittää riittävällä tarkkuudella pyörimisnopeuden toisen asteen funktiona, jonka huippukohta on noin puolessa maksimipyörimisnopeudesta, tai maksimimomentin koh-dalla. Tässä työssä täytösasteen maksimia pyörimisnopeuden funktiona on kuvattu yhtä-löllä: [14, 15]

γωαωαωη −−= eTef max2 2 (3-10)

17

Vakiokertoimille α ja γ on annettu arvot α = -1e-5

γ = 0,82 Kerroin ωTmax on pyörimisnopeus, jolla täytösaste saavuttaa huippuarvonsa. Mallissa sen arvo on 125 rad/s eli 1194 rpm.

Moottorin tuottama vääntömomentti

Moottorin tuottama vääntömomentti lasketaan moottoriin syötetystä polttoainemäärästä kuvan 3.4 Moottorin momentti-lohkossa. Lohkon sisältö on kuvassa 3.5. Vääntömo-mentin laskenta perustuu polttoaineen energiasisältöön. Yhtälöt sievenevät muotoon, jossa momentti saadaan työtahdin alussa sylinteriin ruiskutetusta polttoainemäärästä f moottorin sylinteriluvusta riippuvalla vakiolla k1 ja termisellä hyötysuhteella ηi kerto-malla. Termisen hyötysuhteen riippuvuus moottorin pyörimisnopeudesta luetaan kuvan Termisen hyötysuhteen maksimiarvo-nimisen lohkon sisältämältä käyrältä. Kuormituk-sen vaikutus hyötysuhteeseen huomioidaan vastaavan nimisessä alalohkossa, jonka ulostulona saadaan käyrältä luettavasta termisen hyötysuhteen arvosta vähennettävä muuttuja a.

Kuva 3.5. Moottorin momentti

Moottorin tuottamaa momenttia laskettaessa moottoriin ajassa t syötetyn polttoaineen sisältämä energia saadaan laskettua polttoaineen lämpöarvon Hl ja polttoainemäärän avulla: [14]

le HtNnfE ⋅⋅⋅⋅=2

(3-11)

E = moottoriin syötetyn polttoaineen sisältämä energia [J] f = ruiskutusmäärä yhtä työtahtia kohti [mm3/isku]

18

ne= moottorin pyörimisnopeus [kierrosta/sekunti] N = sylinterien lukumäärä t = aika [s] Hl = polttoaineen alempi lämpöarvo [J/mm3]

Yhtälössä 3-11 luku kaksi tarvitaan jakajaksi, koska nelitahtisessa moottorissa jokaisella sylinterillä on työtahti ainoastaan joka toisella kampiakselin kierroksella. [14]

Kun moottoriin syötetyn polttoaineen sisältämä energia jaetaan polttoaineen syöttä-miseen käytetyllä ajalla t ja kerrotaan moottorin termisellä hyötysuhteella, saadaan indi-koitu teho: [14]

leiii HNnftEP ⋅⋅⋅⋅==

2ηη (3-12)

Moottorin tuottama vääntömomentti Ti saadaan jakamalla indikoitu teho moottorin kul-manopeudella: [14]

πη

πη

ω 2221

2 ⋅⋅⋅

⋅=⋅⋅⋅⋅⋅== li

elei

e

ii

HNfn

HNnfP

T (3-13)

Kuvan 3.5 lohkokaaviossa oleva kerroin k1 on yhtälön (3-13) vakiokerroin NHl/(4π).

Mäntämoottorin momentintuotto on luonteeltaan pulssimaista. Yksittäisen sylinterin tuottama momentti alkaa kasvaa polttoaineen syttyessä palotilassa, ja työtahdin loppu-essa myös kyseisen sylinterin tuottama momentti menee nollaan. Tästä seuraa, että moottorin momentti ei kasva välittömästi momenttiohjetta kasvatettaessa, vaan vasta seuraavan polttoaineenruiskutusjakson jälkeen. Nelitahtisten moottoreiden keskiarvo-malleissa momentintuoton pulssimaisuudesta aiheutuvaa viivettä mallinnetaan usein yhtälöllä (3-14), jonka mukaan nelisylinterisen moottorin momentinmuutoksen viive τ on noin kampiakselin kierroksen puolikkaan pituinen. [14]

( )eNω

πωτ 4125,1...1= [s] (3-14)

Tässä työssä lohkon Viive sisältämän yhtälön (3-14) kertoimena on käytetty arvoa 1,125.

Polttoainemäärän rajoitus

Polttoainemäärä, joka moottorissa voi työtahdin aikana palaa, riippuu sylinterissä ole-van ilman määrästä. Siksi polttoainemäärää, josta moottorin tuottama momentti laske-taan, pitää rajoittaa ilman massavirran mukaan. Savutuksen estämiseksi myös mootto-riin syötettävää polttoainemäärää pitäisi rajoittaa rajoittamalla polttoaineenruiskutusjär-jestelmälle annettavaa polttoaineohjetta. Moottoria mallinnettaessa on oletettu, että il-man massavirta moottoriin tunnetaan ja että polttoainejärjestelmä toteuttaa ohjeensa tarkasti. Polttoaineensyöttöjärjestelmää ei ole erikseen mallinnettu, vaan momentti las-

19

ketaan suoraan polttoaineohjeesta. Polttoainemäärää rajoitetaan ainoastaan yhdessä pai-kassa ja mallin selkeyttämiseksi rajoitus on sijoitettu dieselmoottorin mallin kuvassa 3.5 esitettyyn Moottorin momentti-lohkoon, vaikka oikeampi paikka sille olisikin polttoai-nemäärän ohjearvon määrityksen yhteydessä. [13, 15]

Polttoainemäärän rajoitusta varten lasketaan imutahdin aikana sylinteriin menevän ilman massa me massavirran ja moottorin kulmanopeuden avulla.

22N

mm

e

ee

πω&

= (3-15)

Polttoaineen ruiskutusmäärän yläraja fraja saadaan jakamalla sylinteriin menevä ilma-määrä ilma/polttoainesuhteen raja-arvolla. Vääntömomentin laskennassa ilma- ja poltto-ainemääriä käsitellään muodossa mm3/isku, kun taas polttoainemäärän yläraja on vielä muodossa g/isku. Polttoainemäärän ylärajan fraja yksikkö pitää siis muuttaa oikeaan muotoon jakamalla polttoainemäärä polttoaineen tiheydellä, jolloin saadaan:

paraja

eraja AFR

mf

ρ1

= (3-16)

ρpa = polttoaineen tiheys [g/mm3] AFRraja = ilma/polttoainesuhteen raja-arvo

Lähteen [14] mukaan dieselmoottoreiden ilma/polttoainesuhde (AFR) vaihtelee tyy-pillisesti kuormituksesta riippuen välillä 20 – 102. Lähteen [15] mukaan moottoriin syö-tettyä polttoainemäärä olisi savutuksen estämiseksi syytä rajoittaa niin, että AFR ei alita arvoa 22. Hyvin rikkaalla seoksella (kun AFR < 26) tässä työssä myöhemmin käytettävä yksinkertaistettu pakokaasun lämpötilan yhtälö (yhtälö 3-22) ei myöskään enää pidä paikkaansa. joten ilma/polttoainesuhteen alarajaksi AFRraja on simuloinneissa asetettu arvo 26.

Terminen hyötysuhde

Termistä hyötysuhdetta voitaisiin kohtuullisella tarkkuudella mallintaa moottorin kul-manopeuden toisen asteen funktiolla, jonka huippukohta on maksimimomentin kohdal-la. Tässä työssä terminen hyötysuhde kuitenkin luetaan taulukkoon tallennetulta käyräl-tä, jonka muoto on valittu niin, että moottorin hyötysuhdekäyrän muoto noudattelee AGCO Sisu Powerin 49 CWA moottorin ominaiskulutuskäyrää. Kuvassa 3.5 kyseinen taulukko on Termisen hyötysuhteen maksimiarvo- nimisessä lohkossa. [14, 16]

Kasvatettaessa kuormitusta vakiopyörimisnopeudella polttomoottorin hyötysuhde paranee tiettyyn pisteeseen asti, jonka jälkeen hyötysuhde alkaa laskea. Koska mallissa ilma/polttoainesuhteen alaraja on suhteellisen korkealla ja moottorin huipputehon suhde iskutilavuuteen melko matala, on paras hyötysuhde kullakin pyörimisnopeudella oletet-

20

tu saavutettavaksi kyseisen pyörimisnopeuden täydellä kuormituksella, tai hyvin lähellä sitä. [17, 18]

Hyötysuhteen heikkeneminen pienillä kuormituksilla on mallissa huomioitu mootto-riin syötettyyn polttoainemäärään verrannollisella muuttujalla a, joka vähennetään käy-rältä luetusta termisen hyötysuhteen arvosta. Muuttujan a arvo lasketaan kuvan 3.5 Kuormituksen vaikutus hyötysuhteeseen-osassa. Muuttujan arvo määritetään kertomalla moottoriin syötetyn polttoainemäärän prosentuaalista poikkeamaa vertailuarvostaan vakiolla k2, jolle mallissa on annettu arvo 0,04. Näin ollen moottoriin syötetyn polttoai-nemäärän ollessa esimerkiksi 50 prosenttia vertailuarvostaan, on mallissa terminen hyö-tysuhde kaksi prosenttia käyrältä luettua arvoa pienempi.

2kf

ffa

va

va−= (3-17)

f = moottoriin syötetty polttoainemäärä, ruiskutusmäärä fva = polttoainemäärän vertailuarvo

Polttoainemäärän vertailuarvo fva lasketaan kuvan 3.5 pa-määrän vertailuarvo-lohkossa. Lohkossa lasketaan moottorin täytösaste yhtälöä 3-10 käyttäen jonka jälkeen moottorin massavirralle lasketaan vertailuarvo yhtälön 3-9 avulla. Massavirran vertai-luarvon laskennassa yhtälössä 3-9 käytetään kuitenkin imusarjan paineen tilalla hukka-portin avautumispainetta. Massavirran vertailuarvon ja moottorin kulmanopeuden avul-la lasketaan polttoainemäärän vertailuarvo yhtälöitä 3-15 ja 3-16 käyttäen samalla taval-la, kuin polttoainemäärän yläraja laskettiin Polttoainemäärän rajoitus -osassa. Suurilla pyörimisnopeuksilla imusarjan paine mallissa nousee hieman hukkaportin avautumis-painetta suuremmaksi, jolloin termisen hyötysuhteen huippuarvo saavutetaan jo vähän ennen täyttä kuormitusta, noin 98 prosentin kuormalla.

Mekaaniset häviöt

Kuvan 3.4 Kitkahäviöt-lohkossa on mallinnettu moottorin mekaanisia häviöitä. Lähteen [19] mukaan mekaanisia häviöitä voidaan arvioida yhtälöllä:

γβα ++=

rpmerpm

rpmf nnn

nT 2 (3-18)

Tf = kitkan aiheuttama häviömomentti [Nm] nrpm = moottorin pyörimisnopeus [rpm]

Lähteessä tarkastellun moottorin moottorista riippuville kertoimille α, β ja γ on annettu arvot:

α = -0,0106 β = 0,71248

21

γ = -1680,5 Kyseisen moottorin 50 prosentin kuormaksi on mainittu 800 ft-lb, eli 1084 Nm. Siten sen huippumomentti olisi noin 2170 Nm, joka on lähes nelinkertainen tässä työssä mal-linnettavan moottorin huippumomenttiin nähden. Moottorin kokoluokan kasvaessa han-kaushäviöiden on oletettu kasvavan momenttia vähemmän. Mallinnetun noin 550 Nm:n vääntömomentin tuottavan moottorin hankaushäviöiden on oletettu olevan kolmannes lähteessä esitetyn moottorin hankaushäviöistä. Moottorin akselilta saatava vääntömo-mentti Te on moottorin tuottaman momentin Ti ja mekaanisia häviöitä kuvaavan hä-viömomentin Tf erotus.

fie TTT −= (3-19)

Polttoaineen massavirta ja suhteellinen ilma-polttoainesuhde

Pakokaasun lämpötilan laskentaan (kuva 3.4) tarvitaan moottoriin syötettävän seoksen suhteellinen ilma-polttoainesuhde vλ . Sen laskemiseen tarvittava polttoaineen massa-

virta saadaan kertomalla polttoaineen ruiskutusmäärä polttoaineen tiheydellä ja se-

kunnin aikana tulevien työtahtien määrällä. fm&

22Nfm e

paf πω

ρ=& (3-20)

Suhteellinen ilma - polttoainesuhde saadaan jakamalla hetkellinen ilma-polttoainesuhde AFR stoikiometrisen seoksen suhteella AFRstoich. [20]

stoichv AFR

AFR=λ (3-21)

Dieselpolttoaineen stoikiometrisen seoksen ilma/polttoainesuhde vaihtelee hieman polt-toaineen koostumuksen mukaan. Stoikiometriselle seokselle usein käytettyjä arvoja ovat 14,5 ja 14,6. Tässä työssä käytetään arvoa 14,6. [21, 22, 23 24]

Pakokaasun lämpötila

Pakokaasun lämpötilaa 3ϑ tarvitaan pakosarjan paineen laskemiseen. Pakokaasun läm-

pötilaan vaikuttaa moni asia, esimerkiksi moottorin hyötysuhde hetkellisessä toiminta-pisteessä ja sylinterinseinämien sekä jäähdytysnesteen lämpötilat, ja siksi sen tarkka mallintaminen on monimutkaista. Dieselmoottorin pakokaasujen lämpötila riippuu kui-tenkin pääasiassa ilma/polttoainesuhteesta. Pakokaasun lämpötilaa heti pakoventtiilin ulkopuolella (kuva 3.4) voidaan arvioida yhtälöllä: [14]

3123 )()()( 2 atatt av ++= λϑϑ (3-22)

22

)(3 tϑ = moottorista poistuneen pakokaasun lämpötila

vλ = suhteellinen ilma-polttoainesuhde

Kertoimille a1, a2, ja a3 voidaan lähteen [14], mukaan antaa seuraavat arvot

a1 = 2500K a2 = -2 a3 = 100K

3.1.3. Turboahdin

Kuvassa 3.6 on turboahtimen halkileikkaus. Ahdin koostuu pakokaasun pyörittämästä turbiinista (oranssi), ilmaa moottorin imusarjaan ahtavasta kompressorista (sininen), sekä näitä yhdistävästä akselista.

Kuva 3.6. Turboahtimen halkileikkaus [25]

Ahdin voidaan jakaa kolmeen pääosaan, jotka ovat turbiinin pysyvän tilan malli, komp-ressorin pysyvän tilan malli, sekä ahtimen pyörivien osien hitausmomentti. Siten ainoa moottorin käytökseen muutostilanteissa vaikuttava ahtimen osa on hitausmomentti. [14]

Turbiini

Ahtimen pyörimisnopeus ei juurikaan vaikuta turbiinin kautta virtaavaan pakokaasun massavirtaan, vaan se riippuu pääasiassa turbiinin yli jäävästä paine-erosta. Turbiinin massavirta saadaan valmistajan mittauksilla määrittämästä turbiinikartasta painesuhteen funktiona. Turbiinin tuottama momentti lasketaan pakokaasun massavirran ja lämpöti-lan, sekä turbiinin yli olevan paine-eron ja turbiinin hyötysuhteen avulla. [14]

Kun kaasun paisunta turbiinissa oletetaan isentrooppiseksi (häviötön ja adiabaatti-nen), on lämpötilojen ja paineiden välillä voimassa yhteys: [26]

κκ

ϑϑ

1

3

4

3

4

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

ppis (3-23)

23

3ϑ = kaasun lämpötila pakosarjassa

is4ϑ = turbiinista poistuvan kaasun lämpötila, jos paisunta olisi isentrooppinen

p3 = pakosarjan paine p4 = paine ahtimen jälkeen κ = pakokaasun isentrooppivakio

Pakokaasun isentrooppivakio κ voidaan yleensä olettaa vakioksi ja ilman isentrooppiva-kion suuruiseksi, joka on noin 1,4. [14]

Turbiinissa kuitenkin tapahtuu häviöitä eikä paisunta todellisuudessa ole isentroop-pinen. Kaasuun siirtyy lämpöä kitkahäviöiden seurauksena ja poistuvan kaasun lämpöti-la on korkeampi, kuin isentrooppisessa tilanteessa. Otetaan käyttöön turbiinin isen-trooppinen hyötysuhde ηt: [26]

ist

43

43

ϑϑϑϑ

η−−

= (3-24)

4ϑ = turbiinista poistuvan kaasun todellinen lämpötila Yhtälöstä 3-24 voidaan ratkaista turbiinista poistuvan kaasun lämpötila

( ist 4334 )ϑϑηϑϑ −−= (3-25)

Yhtälöstä 3-23 saadaan is4ϑ :lle

κκ

ϑϑ

1

3

434

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

pp

is (3-26)

Sijoittamalla tämä yhtälöön 3-25 saadaan

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−=

−κκ

ϑηϑϑ

1

3

4334 1

pp

t (3-27)

Merkitään turbiinin teho Pturb positiiviseksi, kun energiaa siirtyy kaasusta mekaaniseen muotoon turbiinin akselille. Kun lämpöhäviöt ympäristöön jätetään huomiotta, teholle voidaan kirjoittaa yhtälö: [26]

( 43 )ϑϑ −= ptturb cmP & (3-28)

tm& = turbiinin massavirta

pc = ilman ominaislämpökapasiteetti vakiopaineessa [J/(g·K)]

24

Sijoittamalla edelliseen yhtälöstä 3-27 saatava lämpötila 4ϑ ja jakamalla ahtimen kul-manopeudella ωtc saadaan turbiinin vääntömomentille Tturb: [14, 26, 27]

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

−κκ

ϑηω

1

3

43 11

ppcmT ptt

tcturb & (3-29)

ωtc = ahtimen kulmanopeus

Turbiinin hyötysuhdetta voidaan arvioida yhtälöllä: [14]

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−=

2

,,max, 2)(

optu

u

optu

utut c

ccc

c ηη (3-30)

ηt,max = turbiinin maksimihyötysuhde cu = turbiinin siiven nopeus cu,opt = turbiinin siiven optimaalinen nopeus, tyypilliset arvot välillä 0,55 – 0,65

Hyötysuhteen laskentaan tarvittava turbiinin siiven nopeus puolestaan saadaan yhtälös-tä: [14]

( )

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

=− κκ

ϑ

ω/1

4

33 12

pp

c

rc

p

tctu (3-31)

rt = turbiinin tehollinen säde

Ahdin ei yleensä luonnostaan pysty vastaamaan moottorin ilmantarpeeseen koko moottorin kierroslukualueella. Siksi ahdin useimmiten mitoitetaan tuottamaan riittävä paine pienillä moottorin pyörimisnopeuksilla, jolloin paineentuottoa suurilla pyörimis-nopeuksilla pitää rajoittaa. Mallissa ahtopaineen rajoitus on toteutettu hukkaportin avul-la. Hukkaportti on jousikuormitteinen venttiili, jota imusarjan ylipaineeseen kytketty painekello käyttää. Kun painekellon venttiiliin kohdistama, ahtopaineeseen verrannolli-nen voima ylittää jousen puristusvoiman, venttiili aukeaa ja osa pakokaasuista pääsee virtaamaan turbiinin ohi. Mallissa turbiinin ohi ohjattavan massavirran suuruus on suo-raan verrannollinen siihen, kuinka paljon imusarjan paine p2 on hukkaportin avautumi-seen vaadittavaa painetta suurempi, sekä turbiinin painesuhteeseen. Paine, jossa hukka-portti alkaa avautua, oli simuloinneissa 1,9 baaria. Hukkaportin malli on sijoitettu tur-biini-lohkoon. Turbiinin lohkokaavio on kuvassa 3.7a ja mallissa käytetty turbiinin massavirran kuvaaja kuvassa 3.7 b. [14, 15] tm&

25

a) b)

Kuva 3.7. a) Turbiinin lohkokaavio ja b) turbiinin massavirta painesuhteen funktiona

Kompressori

Kompressorin momentti voidaan laskea vastaavalla tavalla kuin turbiininkin. Isentroop-pisessa puristuksessa lämpötilojen ja paineiden välillä olisi voimassa yhteys: [26]

κκ

ϑϑ

1

1

2

1

2

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

ppis (3-32)

1ϑ = ilman lämpötila ennen ahdinta

is2ϑ = kompressorista poistuvan ilman lämpötila, jos puristus olisi isentrooppi-

nen p1 = paine ennen kompressoria p2 = paine kompressorin jälkeen

Poistuvan kaasun lämpötila on taas todellisuudessa korkeampi, kuin isentrooppisessa puristuksessa ja kompressorin isentrooppiselle hyötysuhteelle ηc voidaan kirjoittaa: [26]

12

12

ϑϑϑϑ

η−−

= isc (3-33)

2ϑ = turbiinista poistuvan kaasun todellinen lämpötila Kompressorista poistuvan ilman lämpötilalle saadaan edellisestä:

( ) 11221 ϑϑϑη

ϑ +−= isc

(3-34)

26

Yhtälöstä 3-32 saadaan is2ϑ :lle:

κκ

ϑϑ

1

1

212

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

pp

is (3-35)

Yhtälöistä 3-34 ja 3-35 saadaan kompressorista poistuvan ilman lämpötilalle:

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=

−

111

1

2112

κκ

ϑη

ϑϑpp

c

(3-36)

Kun kompressorin teho merkitään positiiviseksi energian siirtyessä akselilta kokoon puristuneeseen ilmaan, voidaan kompressorin teholle Pcomp kirjoittaa yhtälö:

( 12 )ϑϑ −= pccomp cmP & (3-37)

Yhtälöiden 3-36 ja 3-37 avulla kompressorin vääntömomentille Tcomp saadaan: [14, 26, 27]

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

−

1111

1

21

κκ

ϑηω p

pcmT pcctc

comp & (3-38)

Kompressorin lohkokaavio on kuvassa 3.8.

Kuva 3.8. Kompressori

Kompressorin massavirtaan vaikuttaa painesuhteen pcm& 2/p1 lisäksi myös kompres-

sorin pyörimisnopeus ωtc. Kuvan 3.8 lohkokaaviossa massavirta ja hyötysuhde saadaan valmistajan mittaamista käyrästöistä. Mallissa on käytetty kuvassa 3.9 esitettyjä käyräs-töjä. Kompressorikartassa esitetään yleensä ahtimen pyörimisnopeus ja hyötysuhde kompressorin massavirran ja painesuhteen funktiona. Siksi ne on esitetty niin myös ku-vassa 3.9, vaikka mallissa taulukosta luetaankin massavirta painesuhteen ja kulmano-peuden perusteella.

27

Kuva 3.9. a) Kompressorin pyörimisnopeus ( rpm1000× ) ja b) hyötysuhde massavirran ja painesuhteen funktiona

Todellisen ahtimen kompressori sakkaa massavirran mennessä pyörimisnopeuteen nähden liian pieneksi. Käyrästöjen avulla kuvatulla ahtimella sakkaus tapahtuu suurin-piirtein linjalla, jolla pyörimisnopeuskäyrät kääntyvät uudelleen jyrkempään nousuun kuvaajan vasemmassa laidassa. Mallissa kompressorin hyötysuhteen jyrkkä romahtami-nen sakkausrajalla estää toimintapisteen siirtymisen rajan yli. [15, 28]

Käyrästöissä alaoikealla ahtimen toimintapistettä rajoittaa kompressorille imetyn massavirran siirtyminen äänennopeuteen. Sen jälkeen kompressorin massavirtaa ei enää voida kasvattaa. Mallissa hyötysuhteen jyrkkä heikkeneminen estää kompressorin toi-mintapisteen siirtymisen myös tälle alueelle. [15, 28]

Ahtimen liikeyhtälö

Ahtimen kulmanopeus saadaan liikeyhtälöstä, kun turbiinin ja kompressorin mo-mentit tunnetaan. [14]

( compturbtc

tc TTJdt

d−=

1ω ) (3-39)

Jtc = ahtimen hitausmomentti

3.1.4. Osamallin lohkokaavio.

Edellä käsitellyt alalohkot sisällään pitävä dieselmoottorin malli lohkojen välisine kyt-kentöineen on kuvassa 3.10. Malli saa sisäänmenonaan polttoaineen ruiskutusmäärän kuvassa olevasta Polttoaineensyöttö-lohkosta, sekä kulmanopeuden liikeyhtälöt sisäl-lään pitävästä Kuorma-lohkosta. Ulostulonaan malli antaa vääntömomentin. Moottorin tuottama vääntömomentti lasketaan Moottori-lohkossa imuilman paineen ja lämpötilan, polttoaineen ruiskutusmäärän ja moottorin kulmanopeuden perusteella. Moottorin vaste nopeisiin momenttiohjeiden muutoksiin määräytyy pääasiassa Imusarja-, Pakosarja-

28

sekä Turbiini-, Kompressori- ja Ahtimen liikeyhtälö-lohkoissa. Luettelo dieselmoottorin mallin tarvitsemista vakioparametreista on liitteessä.

Kuva3.10. Dieselmoottorin malli

Polttoaineensyöttö- ja Kuorma-lohkot ovat kuvassa ainoastaan havainnollistamistar-koituksessa. Polttoaineensyöttöä ei tässä työssä ole erikseen mallinnettu, vaan mootto-rille syötettävä polttoainemäärä on polttoainemäärän ohjearvo. Kuorma-lohko voisi pi-tää sisällään esimerkiksi tässä työssä käsiteltävän jaetuntehon hybridin voimansiirtojär-jestelmän.

3.2. Oikosulkumoottori

Oikosulkumoottori on teollisuudessa yleisimmin käytetty sähkökonetyyppi. Se on ra-kenteeltaan hyvin yksinkertainen ja kestävä. Laajan kentänheikennysalueen ansiosta oikosulkumoottori sopii hyvin käytettäväksi kohteissa, joissa tarvitaan vakiotehoa laa-jalla pyörimisnopeusalueella, kuten esim. ajovoimansiirrossa. [29]

Oikosulkukoneen toiminta perustuu staattorivuon ja roottorivirtojen väliseen voima-vaikutukseen. Staattorikäämityksen virta aikaansaa ilmaväliin pyörivän vuontiheysaal-lon, joka leikkaa roottorikäämityksen sauvoja. Muuttuva magneettivuo indusoi sauvoi-hin jännitteen jonka seurauksena oikosuljettuun roottorikäämitykseen syntyy virta.

29

Staattorivuon ja roottorivirran välille muodostuu voimavaikutus, joka saa roottorin pyö-rimään. [30]

Oikosulkumoottorin häviöt

Oikosulkumoottorin häviöt voidaan jakaa sähköisiin ja mekaanisiin häviöihin. Säh-köisiä häviöitä ovat staattorin ja roottorin käämityksissä syntyvät virtalämpöhäviöt ja staattorin ja roottorin rautahäviöt. Mekaanisia häviöitä ovat moottorin laakerointien kit-kahäviöt ja tuuletushäviöt. [30]

Sähköiset häviöt voidaan jakaa perustaajuuden ja yliaaltotaajuuksien synnyttämiin häviöihin. Yliaaltotaajuiset häviöt voidaan edelleen jakaa niiden alkuperän perusteella aikaharmonisiin ja avaruusharmonisiin. Moottorin epäsinimuotoisen syötön, esimerkiksi taajuusmuuttajasyötön, aiheuttamia yliaaltoja kutsutaan aikaharmonisiksi yliaalloiksi. Avaruusharmoniset yliaallot syntyvät roottorin pyöriessä koneen ilmavälivuon kohtaa-man reluktanssin vaihtelusta . [30]

Perustaajuisia häviöitä syntyy staattorin ja roottorin käämityksissä, sekä staattori-raudassa. Aikaharmonisia häviöitä syntyy staattorin ja roottorin käämityksissä sekä staattori ja roottoriraudoissa. Avaruusharmonisia syntyy roottorin häkkikäämityksessä ja staattori ja roottoriraudoissa. [30]

Ilmavälivuontiheyden perusaalto aiheuttaa rautahäviöitä lähinnä staattorihampaissa ja -selässä. Rautahäviöt muodostuvat pyörrevirta, ja hystereesihäviöistä. Ilmavälin pyö-rivä vuoaalto leikkaa staattorirautaa ja saa aikaan muuttuvan magneettikentän. Muuttuva magneettikenttä indusoi rautaan sähkömotorisen voiman joka aikaansaa raudassa kiertä-vän pyörrevirran. Resistiivisessä raudassa kiertävät pyörrevirrat aiheuttavat häviöitä ja lämmittävät rautaa. Pyörrevirtahäviöitä voidaan vähentää kokoamalla staattori ja rootto-ri ohuista levyistä, jolloin virtasilmukat pienenevät. [29, 30]

Hystereesihäviöt aiheutuvat materiaalin magneettisten alkeisalueiden muuttaessa asentoaan paikallisesti muuttuvan magneettikentän mukana. Hystereesiä voidaan kuvata kitkan tapaiseksi ilmiöksi, joka aiheuttaa häviöitä magneettisia alkeisalueita erottavien Blochin seinämien siirtyessä ulkoisen magneettikentän vaikutuksesta. Hystereesihäviöi-den suuruuteen vaikuttavat materiaalin magneettiset ominaisuudet ja taajuus, jolla mag-neettikenttä vaihtelee. Roottoriraudassa vuontiheyden perusaallon aiheuttama vuon vaihtelu on verrannollinen jättämänopeuteen, joka esimerkiksi 75 kW:n koneilla on noin prosentti nimellisestä pyörimisnopeudesta. Roottoriraudan lävistävä vuo pysyy siis lä-hes vakiona, eikä perustaajuinen vuo juurikaan aiheuta häviöitä roottoriraudassa. [29, 30, 31]

Virtalämpöhäviöitä aiheuttaa käämitysten resistiivisyys. Staattorikäämityksessä vir-ranahto voidaan yleensä muutamaa sataa kilowattia pienemmissä teholuokissa jättää perustaajuudella huomiotta, koska johtimen halkaisija on yleensä pieni yliaaltovirtojen tunkeutumissyvyyteen verrattuna ja virranahdon vaikutus jää siten vähäiseksi. Suuntaa-jasyötön aikaansaamilla yliaaltotaajuuksilla virranahtoa sen sijaan saattaa staattorikää-mityksessä tapahtua. Perustaajuudella virranahto voidaan jättää huomiotta myös rootto-

30

rin häkkikäämityksessä, koska jättämätaajuudella muuttuvan roottorivirran taajuus on nimellisjättämän tuntumassa niin pieni, ettei virranahdolla ole merkittävää vaikutusta häkkikäämityksessä syntyviin virtalämpöhäviöihin. Yliaaltotaajuuksiin verrattuna root-tori sen sijaan näyttää olevan lähes paikallaan. Roottorin yliaaltovirtojen taajuus on lä-hes sama kuin staattorissa, ja yliaaltovirrat aiheuttavat merkittävää virranahtoa ja yliaal-totaajuisten virtojen kohtaaman resistanssin kasvua. Virranahdon vaikutukset on kuiten-kin tässä työssä jätetty huomiotta myös yliaaltotaajuuksilla. [30, 32]

Roottorin pyöriessä staattori- ja roottorihampaat aiheuttavat vaihtelua koneen ilma-välivuon kohtaamaan reluktanssiin. Myös raudan kyllästyminen aiheuttaa muutoksia reluktanssissa. Reluktanssin vaihtelu synnyttää ilmavälissä pyörivään vuoaaltoon ava-ruusharmonisiksi kutsuttuja yliaaltoja. Avaruusharmoniset yliaallot kasvattavat hyste-reesi ja pyörrevirtahäviöitä sekä staattorissa että roottorissa ja aiheuttavat virranahtoa ja virtalämpöhäviöiden kasvua roottorin häkkikäämityksessä. [30]

Aikaharmoniset yliaallot aiheuttavat virtalämpö- ja rautahäviöitä sekä staattorissa, että roottorissa samalla tavalla kuin avaruusharmoniset yliaallotkin. Aikaharmonisten aiheuttamia häviöitä voidaan pienentää moottoria syöttävän suuntaajan kytkentätaajuut-ta kasvattamalla. Kytkentätaajuuden nostaminen kasvattaa aikaharmonisten virtojen kohtaamaa reaktanssia ja siten pienentää virtoja. Moottorin hajainduktanssit muuttuvat taajuuden funktiona, joten yliaaltojen aiheuttamien häviöiden täydellinen huomioiminen edellyttäisi myös induktanssien taajuusriippuvuuden huomioimista. [30, 33]

Avaruusvektorit

Kolmivaihesuureilla suoritettavia laskutoimituksia voidaan yksinkertaistaa ottamalla käyttöön avaruusvektoriteoria. Sinimuotoisen kolmivaihejärjestelmän hetkellisarvot voidaan esittää yhtenä kompleksitason avaruusvektorina. Nollakomponentittoman kol-mivaihesuureen avaruusvektori stationäärisessä koordinaatistossa määritellään muodos-sa: [34]

( )()()(32 2 txatxatxx cba ++= ) (3-40)

missä

23

213/2 jea j +−== π (3-41)

ja alaindeksit a, b ja c viittaavat kolmivaihejärjestelmän vaihesuureisiin. Avaruusvektori voidaan jakaa reaali- ja imaginääriakselin suuntaisiin komponentteihin xα ja xβ:

βα jxxx += (3-42)

jossa xα on avaruusvektorin reaaliakselin suuntainen komponentti ja xβ imaginääriakse-lin suuntainen komponentti.

Suureiden muunnosyhtälöt nollakomponentittomasta kolmivaihejärjestelmästä kak-siakselimuotoon voidaan esittää matriisimuodossa: [34]

31

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−−−

=⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

c

b

a

xxx

xx

2/32/302/12/11

32

β

α (3-43)

Vastaavasti yhtälöt kaksiakselimuodosta kolmivaihejärjestelmän vaihesuureiksi mat-riisimuodossa ovat: [34]

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

−−−=

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

β

α

xx

xxx

c

b

a

2/32/3

0

2/12/1

1 (3-44)

Avaruusvektorit kannattaa esittää siinä koordinaatistossa, jossa käytettävät yhtälöt

saavat yksinkertaisimman muodon. Esimerkiksi tässä työssä oikosulkumoottori on mal-linnettu stationäärisessä, paikallaan pysyvässä koordinaatistossa, mutta oikosulkumoot-torin säätö roottorivuokoordinaatistossa. Avaruusvektorin muunnos stationäärisestä koordinaatistosta pyörivään koordinaatistoon voidaan esittää yhtälöllä: [34]

)( kk jjk exexx θθθ −− == (3-45)

jossa θ on avaruusvektorin asemakulma ja θk on pyörivän koordinaatiston asemakulma stationääriseen koordinaatistoon nähden. Yläindeksi k osoittaa käytettävän koordinaatis-ton. Vastaavasti pyörivästä koordinaatistosta päästään takaisin stationääriseen koor-dinaatistoon yhtälöllä: [34]

)´( kk jjk exexx θθθ +== (3-46)

Oikosulkumoottorin mallintaminen

Tässä työssä käytetty oikosulkumoottorin yksivaiheinen sijaiskytkentä on esitetty ku-vassa 3.11. Resistanssit Rs ja Rr kuvaavat staattori- ja roottorikäämitysten resistansseja, jotka karkeammassa tarkastelussa voidaan olettaa vakioiksi ja dc-resistanssien suurui-siksi. Resistanssi Ri kuvaa pyörrevirtojen ja raudan hystereesin aiheuttamia rautahäviöi-tä. Induktanssit Lsσ, ja Lrσ ovat staattorin ja roottorin hajainduktanssit ja Lm on magne-tointi-induktanssi. Roottorin ja tarkastelukoordinaatiston pyöriminen huomioidaan Ter-meillä ωkψs ja (ωk-ω) ψr. Niissä ωk on tarkastelukoordinaatiston kulmanopeus, ω rootto-rin sähköinen kulmanopeus staattorikoordinaatistossa. ψs ja ψr ovat staattori- ja roottori-vuot. Merkintä ψm tarkoittaa koneen magnetointivuota. Virroista on käytetty merkintää i ja alaindeksit ovat vastaavat kuin edellä. Sähköinen kulmanopeus saadaan roottorin me-kaanisesta kulmanopeudesta napapariluvulla kertomalla. [35, 36]

Käytetty sijaiskytkentä tarjoaa säädön simulointiin riittävän menetelmän moottorin dynamiikan tarkasteluun. Sen avulla voidaan arvioida myös moottorin hyötysuhdetta eri toimintapisteissä. Sijaiskytkentä huomioi perustaajuisen virran staattorissa ja roottorissa aiheuttamat virtalämpöhäviöt. Virranahdon aiheuttamaa aikaharmonisten kohtaaman

32

resistanssin kasvua ei mallissa ole huomioitu, joten aikaharmoniset virtalämpöhäviöt tulevat huomioiduiksi vain osittain. Rautahäviöitä on arvioitu rautahäviöresistanssin avulla. Sen arvo on valittu niin, että moottorin hyötysuhteeksi tulee 50 Hz:n sinisyötöllä nimelliskuormalla noin 94,7 prosenttia, joka on EFF1 hyötysuhdeluokan alaraja 75kW:n nelinapaisille koneille. Avaruusharmonisten aiheuttamia häviöitä malli ei huomioi. [32, 35, 37]

Kuva 3.11. Oikosulkumoottorin yksivaiheinen sijaiskytkentä [35]

Sijaiskytkennän perusteella voidaan kirjoittaa moottoria kuvaavat jännite- ja vuoyh-tälöt. [35, 36] Staattorin ja roottorin jänniteyhtälöt:

skssss jdtdiRu ψωψ ++= (3-47)

( ) rkrrrr jdtdiRu ψωωψ −++= (3-48)

Magnetointijännitteen yhtälö:

mkiimm jiRdtdu ψωψ −== (3-49)

Vuoyhtälöt:

imrmssimrmsmsss iLiLiLiLiLiLiL −+=−++= σψ (3-50)

imsmrrimsmrmrrr iLiLiLiLiLiLiL −+=−++= σψ (3-51)

)( irsmm iiiL −+=ψ (3-52)

Termejä Ls ja Lr kutsutaan staattorin ja roottorin itseisinduktansseiksi.

Jännite- ja vuoyhtälöistä voidaan ratkaista moottorin virrat. Ratkaistaan staattorivirta

si yhtälöstä (3-50):

s

imrmssimrmsss L

iLiLiiLiLiL

+−=⇒−+=ψ

ψ (3-53)

33

Sijoitetaan staattorivirta roottorivuon yhtälöön (3-51) ja ratkaistaan roottorivirta ri :

ims

imrmsmrrr iL

LiLiLLiL −

+−+=

ψψ (3-54a)

imis

mr

s

ms

s

mrrr iLi

LLi

LL

LLiL −+−+=

22

ψψ (3-54b)

( )iLLLL

LLi

LLL sm

s

ms

s

mr

s

mrr −++⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= ψψ

2

(3-54c)

( )

s

mr

imss

ms

s

mr

r

LL

L

iLLLL

LL

i 2

−

−+−=

ψψ (3-54d)

s

mr

iss

m

s

mr

ss

mr

r

LL

L

iLLL

LL

L

LL

i 22

−

+

−

−=

σψψ (3-54e)

Vastaavasti staattorivirralle saadaan:

r

ms

irr

m

r

ms

rr

ms

s

LL

L

iLLL

LL

L

LL

i 22

−

+

−

−=

σψψ (3-55)

Edellä olevia yhtälöitä voidaan vielä sieventää. Staattori ja roottorivirtojen nimittä-

jissä olevia lausekkeita kutsutaan muutosinduktansseiksi. Staattorin muutosinduktanssi on: [36]

r

mss L

LLL

2

' −= (3-56)

ja roottorin muutosinduktanssi:

s

mrr L

LLL

2

' −= (3-57)

Staattorin kytkentäkerroin on:

s

ms L

Lk = (3-58)

ja roottorin kytkentäkerroin:

34

r

mr L

Lk = (3-59)

Virtayhtälöt saadaan muutosinduktansseja ja kytkentäkertoimia käyttämällä sievene-mään muotoon:

is

rr

s

rrss i

LLk

Lk

i''σψψ

+−

= (3-60)

ir

ss

r

ssrr i

LLk

Lk

i''σψψ

+−

= (3-61)

Sijoittamalla virrat si ja ri magnetointivuon yhtälöön (3-52) saadaan ratkaistua rautahä-

viöresistanssin läpi kulkeva virta ii :

iir

ss

r

ssri

s

rr

s

rrs

m

m iiLLk

Lk

iLLk

Lk

L−+

−++

−=

''''σσ ψψψψψ

(3-62a)

1''

''

−+

−−

−−

=

r

ss

s

rr

r

ssr

s

rrs

m

m

i

LL

kLL

k

Lk

Lk

Li

σσ

ψψψψψ

(3-62b)

Oikosulkumoottorin akselilta saatava vääntömomentti voidaan esittää avaruusvekto-

risuureiden avulla muodossa: [35, 36]

)(23)(

23

´´ βααβρ ψψψ rrrrrrsähk iipipTT −=×−=− (3-63)

Yhtälössä (3-63) Tsähk on moottorin sähköinen vääntömomentti, Tρ on laakerien kitkasta ja tuuletuksesta aiheutuva häviömomentti, p on moottorin napapariluku ja alaindeksit rα ja rβ tarkoittavat roottorivuon ja –virran reaali- ja imaginääriakselien suuntaisia kom-ponentteja.

Itsetuuletteisen moottorin hankaus- ja tuuletushäviöitä voidaan arvioida yhtälöllä: [38]

8.2

1⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

nn n

nPP ρρ (3-64)

jossa Pρn on hakaushäviöteho nimellistoimintapisteessä, nn on nimellispyörimisnopeus ja n1 on hetkellinen pyörimisnopeus. Häviömomentti saadaan jakamalla yhtälön mo-lemmat puolet roottorin pyörimisnopeudella n1:

8.2

8.11

nn n

nPT ρρ = (3-65)

35

Oikosulkumoottorin simulointimalli on muodostettu edellä esitettyjä yhtälöitä käyt-täen ja toteutettu staattorikoordinaatistossa. Simulointimalli lohkokaaviomuodossa on kuvassa 3.12.

Kuva 3.12. Oikosulkumoottorin lohkokaavio

Mallin Vuot-lohkossa ratkaistaan staattori-, roottori- ja magnetointivuo jännite- ja vir-tayhtälöistä. Virrat-lohkossa ratkaistaan staattori- ja roottorivirta, sekä rautahäviöresis-tanssin läpi kulkeva virta Vuot-lohkosta saatavien voiden avulla. Moottorin sähköinen vääntömomentti ratkaistaan roottorivirrasta ja roottorivuosta, jonka jälkeen sähköisestä vääntömomentista vähennetään laakerien kitkaa ja tuuletushäviöitä kuvaavat hankaus-häviöt.

3.3. Sähkökoneiden säätö

Sähkökoneiden säätö on toteutettu virtaohjattuna, suoralla vektorisäädöllä, roottori-vuohon sidotussa koordinaatistossa. Käyttämällä vektorisäätöä, voidaan oikosulkumoot-torin magnetointivirtaa ja momenttia säätää toisistaan riippumatta. Vektorisäädössä staattorivirtavektori jaetaan vuohon sidotussa, synkronisella nopeudella pyörivässä koordinaatistossa kahteen komponenttiin. Virtavektorin reaaliakselin suuntaisella kom-ponentilla säädetään magnetointivuota, ja imaginääriakselin suuntaisella komponentilla moottorin momenttia. [34]

Oikosulkumoottorin sähköinen vääntömomentti voidaan esittää myös staattorivuon ja staattorivirran avulla: [34]

rs

rrm

rs

rssähk iipLipT ΨΨΨΨ ×=×= ´´ 2

3)(23 ψ (3-66)

Kun rautahäviöresistanssin kautta kulkeva virta jätetään huomiotta ja ratkaistaan rootto-rivuon yhtälöstä (3-51) roottorivirta, saadaan

r

rsm

rrr

r LiL

iΨΨ

Ψ −=ψ (3-67)

Sijoittamalla se yhtälöön (3-66) saadaan moottorin sähköinen vääntömomentti esitettyä muodossa:

36

rs

rr

r

msähk i

LL

pT ΨΨ ×= ´23 v

ψ (3-68)

Roottorivuo voidaan esittää magnetointi-induktanssin ja roottorin magnetointivirran

mri tulona. Roottorivuokoordinaatistossa roottorivuo on koordinaatiston reaaliakselin

suuntainen, joten roottorivuolle saadaan: [34]

mrmrr

r iL==Ψ ψψ (3-69)

Samansuuntaisten komponenttien vektoritulo on nolla, joten yhtälön (3-69) avulla yhtä-lö (3-68 ) saadaan muotoon:

sqmrr

msähk ii

LL

pT ´

2

23

= (3-70)

Yhtälöstä (3-69) havaitaan, että oikosulkumoottorin sähköiseen vääntömomenttiin voi-daan vaikuttaa muuttamalla staattorivirran imaginääriakselin suuntaista komponenttia, tai roottorin magnetointivirtaa. Magnetointivirtaa voidaan muuttaa staattorivirran reaa-liakselin suuntaisen komponentin avulla. Yleensä moottorin momentin säätö kuitenkin suoritetaan staattorivirran imaginääriakselin suuntaisen komponentin avulla, jolloin magnetointivirta pidetään vakiona moottorin vakiomomenttialueella ja kentänheiken-nysalueella sitä pienennetään kääntäen verrannollisesti pyörimisnopeuteen. [34]

Kuvassa 3.13 on Sähkökoneen MG2 säätöjärjestelmä. Säätöjärjestelmä pitää sisäl-lään PI-säätimet staattorivirralle, roottorivuolle ja moottorin kulmanopeudelle. Kuvassa ne on nimetty vastaavasti Vitasäätimeksi, Vuosäätimeksi ja Nopeussäätimeksi. Rootto-rivuon arvo lasketaan mitatuista staattorivirroista ja roottorin pyörimisnopeudesta Vuo-malli-lohkossa, joka esitetään seuraavassa kohdassa. Samasta lohkosta saadaan myös koordinaatistomuunnoksissa käytettävä roottorivuon kulma. Vuomallin antamaa rootto-rivuon arvoa verrataan vuon ohjearvoon ja erotus viedään staattorivirran reaalikom-ponentin ohjearvon antavalle vuosäätimelle. Staattorivirran imaginäärikomponentin ohjearvo saadaan nopeussäätimeltä. Virtasäädin antaa ulostulonaan staattorijänniteoh-jeet usd* ja usq*, jotka muunnetaan staattorikoordinaatistoon ja viedään moottoria syöt-tävälle suuntaajalle. [34]

Ennen säätöjärjestelmää mitatut staattorivirrat ja koneen pyörimisnopeus alipääs-tösuodatetaan. Mallissa alipäästösuodatuksen aikavakio virroille on 30μs ja pyörimis-nopeudelle 200μs. Säätö suoritetaan digitaalisesti, joten suodatusten ja säätöjärjestelmän välissä on nollannen asteen pitopiirit 100 mikrosekunnin näytteistysajalla mallintamassa A/D muunnoksen diskreettiaikaisuutta. Säätöjärjestelmän ulostulossa on lisäksi 100 mikrosekunnin yksikköviive mallintamassa säätöviivettä. Muodostettaessa vuomallia Vuomalli-kohdassa ei oikosulkumoottorin sijaiskytkennässä mukana olevaa rautahä-viöresistanssia ole huomioitu. [39]

Vuomalli–lohkossa lasketaan myös arvio sähkökoneen momentista yhtälöä 3-70 käyttäen. Sitä hyödynnetään myöhemmin polttomoottorin teho-ohjeen määrityksessä.

37

Tehoraja-lohkossa määritetään yläraja sähkökoneen MG2 staattorivirran imaginääriak-selin suuntaiselle komponentille, ja siten rajoitetaan koneen tehoa.

Kuva 3.13. Oikosulkumoottorin säätöjärjestelmä

Vuomalli

Roottorin magnetointivirralle voidaan roottorivuokoordinaatistossa kirjoittaa yhtälöt: [34]

m

rmr L

iψ

= (3-71)

rr

m

rrsmr i

LLii ΨΨ += (3-72)

Edellä olevien yhtälöiden avulla roottorivuokoordinaatistossa esitetty roottorijänniteyh-tälö saadaan muotoon: [34]

( ) mrmmrmrmr

sr

m

r

mrmr iLji

dtdLi

LL

LiL

R ωω −++⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−= Ψ0 (3-73)

38

Kertomalla yhtälö (3-73) roottorin itseisinduktanssilla Lr, sekä jakamalla magnetointi-induktanssilla Lm ja roottoriresistanssilla Rr saadaan:

( ) mrr

rmr

rsmrmr

r

r iRLjiii

dtd

RL

ωω −−=+ Ψ (3-74)

Yhtälössä kertoimena oleva roottorin itseisinduktanssin ja roottoriresistanssin osamäärä on roottoriaikavakio, jota voidaan merkitä τr:llä. [34]

( ) mrrmrr

smrmrr ijiiidtd τωωτ −−=+ Ψ (3-75)

Jakamalla edellä oleva reaali- ja imaginääriosiin saadaan:

sdmrmrr iiidtd

=+τ (3-76)

mrr

sqmr i

iτ

ωω += (3-77)

jossa alaindeksit sd ja sq viittaavat roottorivuokoordinaatistossa esitetyn staattorisuu-reen reaali- ja imaginääriosiin.

Vuomalli on muodostettu yhtälöitä (3-71), (3-76) ja (3-77) käyttämällä. Vuomallin lohkokaavio on kuvassa 3.14. Kuvan Momentin määritys –lohkossa lasketaan arvio säh-kökoneen momentista roottorin magnetointivirran itseisarvon ja staattorivirran q-komponentin avulla yhtälöä 3-70 käyttäen. Tätä arvoa hyödynnetään myöhemmin lu-vussa 4 polttomoottorin teho-ohjeen määrityksessä.

Kuva 3.14. Vuomalli

Vuo-ohje

Roottorivuo pidetään vakioarvossaan moottorin vakiomomenttialueella, eli pyörimisno-peusalueella nollasta nimelliseen. Nimellisnopeudella staattorijännite saavuttaa nimel-lisarvonsa, jonka jälkeen siirrytään vakiotehoalueelle. Vakiotehoalueella moottorin

39

magnetointivuota pienennetään kääntäen verrannollisesti pyörimisnopeuteen, jolloin staattorijännite pysyy nimellisarvossaan. Moottorin kippimomentti laskee vakiotehoalu-eella (kentänheikennysalueella) kääntäen verrannollisesti taajuuden neliöön ja absoluut-tinen jättämä kasvaa suhteellisen jättämän pysyessä vakiona. Kuormitusmomentin lä-hestyessä kippimomenttia pitää siirtyä vakiojättämäohjaukseen, jossa moottorin abso-luuttinen jättämä pidetään vakiona. Vakiojättämäohjausta edellyttävälle pyörimisno-peusalueelle ei tässä työssä mennä. [11, 34]

Roottorivuon ohjearvoa voidaan arvioida staattorijänniteyhtälön avulla moottorin nimellistoimintapisteessä. Synkronisessa koordinaatistossa vuon derivaatta menee nol-laan ja staattorijänniteyhtälö tulee muotoon:

skssss jiRuu ψω+== (3-78)

Olettamalla staattoriresistanssi nollaksi, saadaan staattorivuon ideaalitilanteen itseisar-volle:

k

ss

uω

ψ = (3-79)

Roottorivuon ohjearvona vakiomomenttialueella on käytetty 80 prosenttia staattorivuon ideaalitilanteen huippuarvosta. [39]

Tehoraja

Jotta välipiirin jännite pysyisi ohjearvossaan, sähkökoneen MG2 teho ei voi olla suurempi kuin generaattorin tuottaman tehon ja energiavarastosta saatavan tehon sum-ma. Kun energiavaraston varaustila laskee niin alas, että se alkaa rajoittaa varastosta saatavaa tehoa pitää MG2:n ottamaa tehoa rajoittaa energiavaraston ja MG1:n välipiiriin syöttämien tehojen mukaan. [4]

Tässä työssä MG2:n tehon rajoitusta ohjataan Superkondensaattorin napajännitteen perusteella. Kuvassa 3.15 on sähkökoneen MG2 tehon rajoitusta ohjaavan Tehoraja-lohkon sisältö. Superkondensaattorin napajännitteen laskiessa pienemmäksi kuin 50 prosenttia maksimijännitteestään, MG2:n virran q-komponenttia rajoitetaan siten, että MG2:n toimiessa moottorina, sen teho voi olla korkeintaan puolet MG1:n tehosta. Nor-maalitilanteessa virta on rajoitettu moottorin kaksinkertaiseen nimellisvirtaan isq_max. Sähkökoneen MG1 virta on aina rajoitettu moottorin kaksinkertaiseen nimellisvirtaan.

40

Kuva 3.15. Sähkökoneen tehon rajoitus

Staattorivirran q-komponentin alennettu raja-arvo lasketaan MG1:n tehosta saatavan tehorajan perusteella. Kaksiakselimuodossa esitetystä jännitteestä ja virrasta voidaan laskea teho yhtälöä (3-80) käyttämällä. [40]

)(32

qqdd iuiuP += (3-80)

Kun tästä ratkaistaan virran q-komponentti, saadaan

q

dd

q u

iuPi

−= 2

3

(3-81)

Alemman virtarajan käyttöön siirtymistä ohjataan superkondensaattorin maksimijännit-teen ja mitatun jännitteen suodatetun erotuksen perusteella hystereesisäädöllä. Käyttä-mällä ohjauksessa jännitteen poikkeamaa maksimiarvostaan, estetään suodatustuloksen meno nollaan simuloinnin alkuhetkellä. Samasta syystä virran y-komponentin raja-arvo lasketaan vähentämällä normaalitilanteen ylärajasta itsensä ja alennetun raja-arvon suo-datettu erotus.

3.4. Suuntaajasillat ja välipiiri

Tässä alaluvussa käsitellään oikosulkukoneita syöttäviä vaihtosuuntaajia. Aluksi käsitel-lään suuntaajasillan toimintaa, ohjausta ja häviöitä, jonka jälkeen tarkastellaan suuntaa-jien välipiirin mallintamista.

3.4.1. Suuntaajasillat

Suuntaajina mallissa on ideaalisilla kytkinkomponenteilla mallinnetut kaksitasoiset kolmivaihesuuntaajat. Suuntaajien häviöt lasketaan keskiarvoisesti erillään moduloinnin toteuttavasta mallista. Suuntaajan jokaisessa vaiheessa on kaksi ohjattavaa kytkinkom-ponenttia S1 – S6 ja niiden kanssa vastarinnankytketyt diodit D1 – D6. [40, 41]

41

Kuva 3.16. Kolmivaihesuuntaajan siltakytkentä

Suuntaajia ohjataan niin, että jokainen vaihelähtö on kokoajan kytketty joko välipii-rin positiiviseen tai negatiiviseen jännitteeseen. Kun kytkinkomponentit oletetaan ääret-tömän nopeiksi, kytkinten viiveitä ei tarvitse huomioida. Todellisen suuntaajan ohjauk-sessa myös viiveet pitää huomioida viivästämällä kytkentää niin, että vaihelähdön mo-lemmat kytkimet ovat hetken aikaa johtamattomassa tilassa kytkentätilasta toiseen siir-ryttäessä. Kytkinten kytkentätilat voidaan esittää kytkentäfunktioiden avulla. Vaihekoh-taiset kytkentäfunktiot (swi) voivat saada arvon ±1 sen mukaan, onko vaihe kytketty välipiriin positiiviseen vai negatiiviseen jännitteeseen. Kytkentäfunktioiden avulla vai-hejänniteyhtälöt voidaan kirjoittaa muodossa: [40, 41]

2dc

aau

swu = (3-82a)

2dc

bbu

swu = (3-82b)

2dc

ccuswu = (3-82c)

Kytkentäfunktion avaruusvektoriksi saadaan: [40, 41]

)(32 2

cba swaswaswws ++= (3-83)

Yhteensä suuntaajalla voidaan tuottaa kahdeksan erilaista kytkentävektoria, joista

kaksi on nollavektoreita. Nollavektori muodostuu, kun kaikki vaiheet on kytketty sa-maan välipiirin kiskoon. Aktiivivektoreille voidaan kirjoittaa: [40, 41]

dcijdc

ii ueu

wsu 3/)1(

32

2−== π , jossa i = 1…6. (3-84)

Yhtälön (3-84) mukaan aktiivivektoreiden pituus on 2/3udc ja ne ovat 60 asteen kulmas-sa toisiinsa nähden. Kytkentävektorit u0…u7 ja kunkin aktiivivektorin tuottavat vaihe-kohtaiset kytkentätilat on esitetty kuvassa 3.12.

42

Kuva 3.17. Kytkentävektorit ja niitä vastaavat vaihekohtaiset kytkentätilat [40, 41]

Vektorimoduloinnissa kuvaan 3.17 piirrettyä jänniteohjevektoria refu pyöritetään halu-

tulla kulmanopeudella jännitevektoreista muodostuvan kuvion sisällä. Ohjevektoria vas-taava suuntaajan jännite toteutetaan keskiarvoisesti jokaisen modulointijakson puolik-kaan aikana kahta ohjevektoria lähinnä olevaa aktiivivektoria ja nollavektoreita käyttä-mällä. Tässä työssä suuntaajia käytetään koko ajan lineaarisella modulointialueella, jo-ten ohjevektori pysyy aina kuvaan 3.17 katkoviivalla piirretyn ympyrän sisällä. Ohje-

vektorin maksimipituudeksi saadaan siten 3dcu . [40, 41]

Koordinaatiston ensimmäisessä sektorissa sijaitsevan ohjevektorin toteutus jänni-tevektoreiden avulla on esitetty kuvassa 3.18.

Kuva 3.18. Jänniteohjevektorin toteuttaminen [40, 41]

Aktiivi- ja nollavektoreiden kytkentäajat lasketaan siten, että kytkinvektoreiden aika-keskiarvo modulointijakson puolikkaan aikana on sama kuin jänniteohjevektori. Ohje-vektori voidaan kirjoittaa kytkentäaikojen ja aktiivivektoreiden avulla muodossa: [40, 41]

leadlag jlead

leadjlag

lagref eu

tt

eut

tuuu θθλκ 2/2/ modmod

+=+= (3-85)

Jossa tlead ja tlag ovat ohjevektorin edessä ja takana olevien aktiivivektoreiden kytkentä-ajat, θlead ja θlag vastaavien vektorien kulmat stationäärisen koordinaatiston reaaliakseliin

43

nähden ja leadu ja lagu niiden pituudet, 2udc/3. Aika tmod on yhden modulointijakson

kestoaika. Vektoreiden modulointiajat voidaan laskea yhtälöistä (3-86) ja (3-87). [40, 41]

)sin(2

3 modlagref

dc

reflead u

utt θθ −= (3-86)

)sin(2

3 modreflead

dc

reflag u

utt θθ −= (3-87)

Modulointijakson jäljelle jäävä aika täytetään nollavektoreilla. Nollavektoreiden kyt-kentäaika on: [40, 41]

laglead ttt

t −−=2

mod0 . (3-88)

Nollavektoreiden kytkentäaika jaetaan tasan molempien nollavektoreiden kesken ja si-joitetaan modulointijakson puolikkaan alkuun ja loppuun. Aktiivivektorien järjestys ja käytettävä nollavektori valitaan siten, että siirryttäessä kytkentätilasta toiseen ainoastaan yhden haaran kytkimet vaihtavat tilaansa. Yhden modulointijakson kytkentäsekvenssi ohjevektorin sijaitessa koordinaatiston ensimmäisessä sektorissa on esitetty kuvassa 3.19. Kytkentäsekvenssi modulointijakson toisella puolikkaalla on käänteinen ensim-mäiseen puolikkaaseen nähden. [40, 41]

Kuva 3.19. Kytkentäsekvenssi yhden modulointijakson aikana

3.4.2. Suuntaajien häviöt

Sähkökoneita syöttävissä suuntaajissa suurimmat häviöt syntyvät kytkinkomponenteis-sa. Kytkinkomponenttien häviöt muodostuvat johtotilan häviöistä ja kytkentähäviöistä, joista molemmat ovat kytkimen virtaan verrannollisista. Johtotilan häviöt syntyvät kuormavirran kulkiessa kytkinkomponentin sisäisen resistanssin läpi ja niiden suuruus riippuu komponentin ominaisuuksista. Kytkentähäviöitä syntyy sekä päälle että pois kytkennässä. Kytkettäessä kytkinkomponentti johtavaan tilaan, sen läpi kulkeva virta alkaa kasvaa ja komponentin yli vaikuttava jännite laskee. Kun kytkimen läpi kulkee virtaa samalla kun sen yli vaikuttaa jännite, syntyy häviöteho. Vastaavalla tavalla kyt-kettäessä kytkinkomponentti johtamattomaan tilaan häviöitä syntyy kytkimen yli olevan

44

jännitteen alkaessa nousta ennen kuin virta on laskenut nollaan. Kytkentähäviöt ovat verrannollisia jännitteen ja virran lisäksi myös kytkimen kytkentäaikaan ja käytettävään kytkentätaajuuteen. [33, 42, 43]

Kytkentähäviöiden suuruuteen voidaan vaikuttaa komponenttivalinnan lisäksi suun-taajan kytkentätaajuudella, modulointimenetelmällä ja käytettävällä suuntaajatopologi-alla. Kytkentätaajuuden laskeminen pienentää kytkentähäviöitä, mutta kasvattaa virran yliaaltojen määrää. Virran yliaallot taas kasvattavat moottorin häviöitä ja momentin värähtelyä. Siksi kytkentätaajuuden valinta on tehtävä moottorin momentin värähtely ja moottorikäytön kokonaishäviöt huomioiden. Virran yliaaltojen amplitudiin vaikuttaa myös välipiirin jännitetasojen lukumäärä. Esimerkiksi kolmitasoisella suuntaajalla jän-nitteen muutos kytkentätilanteen aikana on vain puolet jännitteen muutoksesta kaksi-tasoisella suuntaajalla, joten myös virran yliaaltojen amplitudi puolittuu. Modulointi-menetelmän valinnalla voidaan vaikuttaa tarvittavaan kytkentätaajuuteen ja sitä kautta kytkentähäviöiden määrään ilman, että virran yliaaltojen määrä lisääntyy. [33, 42, 43]

Kytkentätilanteessa myös kytkimien hilakapasitanssit aiheuttavat pieniä häviöitä. Niitä syntyy, kun hilakapasitanssit varautuvat ja purkautuvat kytkimien ohjauksen yh-teydessä. Kytkimen ohjaushäviöt ovat verrannollisia hilakapasitanssin suuruuteen ja kytkentätaajuuteen. [33, 42, 43]

Suuntaajan kytkentähäviöitä voidaan pienentää käyttämällä erilaisia soft-switching-tekniikoita. Näissä menetelmissä kytkinkomponentin virta menee nollaan ennen kytken-tätapahtumaa, jolloin kytkimessä ei synny kuormavirran aiheuttamia kytkentähäviöitä. Pehmeä kytkentä toteutetaan erilaisilla aktiivikytkimistä ja resonanssipiireistä muodos-tuvilla kytkentäapupiireillä, joihin kuormavirta ohjataan kytkentähetkellä. Vaikka peh-meä kytkentä vähentää päävirtapiirin kytkentähäviöitä, aiheuttaa se kuitenkin lisähäviöi-tä apupiirien kytkimissä sekä resonanssipiirien kelojen ja kondensaattoreiden sisäisissä resistansseissa. Tästä johtuen soft-switching-tekniikoiden käyttö ei automaattisesti pa-ranna suuntaajan hyötysuhdetta. [42]

Johtotilan häviöt.

Kytkinkomponenttien yksinkertaistettu johtotilan malli koostuu vakio jännitehäviöstä komponentin yli ja sen kanssa sarjassa olevasta resistanssista. Olettamalla kytkimen kollektorivirta Ic ja diodin virta Ia johtotilan ajalta vakioiksi, voidaan IGBT:n ja vasta-rinnankytketyn diodin johtotilan mallit esittää yhtälöillä: [42, 44]

cectce RIVV += (3-89)

akafak RIVV += (3-90)

joissa Vce ja Vak ovat IGBT:n ja diodin yli jäävät jännitehäviöt johtotilassa. Vt on kytkin-komponentin johtotilan jännitehäviö virran ollessa nolla ja Vf on vastaava diodin jänni-tehäviö. Rce ja Rak ovat IGBT:n ja diodin johtotilan resistanssit.

Kytkinkomponentin ja vastarinnankytketyn diodin keskimääräiset johtotilan tehohä-viöt riippuvat modulointi-indeksistä ja tehokertoimesta, jotka määräävät kuormavirran

45

jakautumisen kytkimen ja diodin välillä. Kolmivaiheisen, kaksitasoisen, PWM-ohjatun kokosiltasuuntaajan yhden kytkinkomponentin ja sen kanssa vastarinnankytketyn diodin keskimääräiset johtotilan häviöt saadaan yhtälöistä: [42, 44]

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +=− φ

ππφ

πcos

383cos

41

21 2 MRiMViP cemtmSwc

)) (3-91)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −=− φ

ππφ

πcos

383cos

41

21 2 MRiMViP akmfmDc

)) (3-92)

joissa mi

) on kuormavirran huippuarvo, M on modulointi-indeksi ja cosφ on kuorman

tehokerroin. Modulointi-indeksi M määritellään ohjevektorin pituuden suhteena välipii-rin jännitteen puolikkaaseen.

2dc

ref

u

uM = (3-93)

Kytkentähäviöt

Vakiona pysyvällä DC-jännitteellä IGBT komponenttien kytkentäenergiat voidaan esittää johtotilan kollektorivirran Ic avulla lausekkeilla: [42, 44]

lcon kIE = (3-94)

ncoff mIE = (3-95)

joissa kertoimet k ja m, sekä yläindeksit l, ja n ovat komponenttikohtaisia parametreja, jotka voidaan määrittää valmistajan komponentille ilmoittamien käyrien perusteella.

Suuntaajan keskimääräiset kytkentähäviöt voidaan laskea kuormavirran ja välipiirin jännitteen avulla yhtälöitä (3-96) ja (3-97) käyttämällä. [42, 44]

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +Γ

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

Γ= −−

12

21

21

0 l

l

Vu

kikfP dcong

lmsonsw

)

π (3-96)

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +Γ

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

Γ= −−

12

21

21

0 n

n

Vu

kimfP dcoffg

nmsoffsw

)

π (3-97)

Yhtälöissä kg-on ja kg-off ovat hilaohjauksen jäykkyyskertoimia, joiden voidaan jäykälle ohjaukselle olettaa olevan ykkösiä. Kerroin fs on suuntaajan kytkentätaajuus ja V0 on jännite, jolla kytkentäenergiat on määritetty. Välipiirin jännitettä udc käytetään yhtälöis-sä kytkentähäviöiden skaalaamiseen käytettyä jännitetasoa vastaavaksi. Symboli Γ esit-tää gammafunktiota.

46

Diodin keskimääräisiä takavirran aiheuttamia kytkentähäviöitä (reverse recovery loss) voidaan mallintaa yhtälöllä: [42, 44]

srrr

rrdcmrr f

tttui

P−

=2

8π

)

(3-98)

jossa trr on diodin takavirran kestoaika ja tr on kytkinkomponentin virran nousuaika. Takavirran kestoaika tarkoittaa aikaa, joka kuluu diodin estotilaan siirtymiseen kun se äkisti kytketään estosuuntaiseksi.

Suuntaajien häviöteho

Koko suuntaajasillan häviöt saadaan kertomalla yksittäisen kytkinkomponentin ja sen vastarinnankytketyn diodin keskimääräiset häviöt kuudella. Häviöitä aiheuttaa myös suuntaajan jäähdytys ja ohjauselektroniikka. Jäähdytys- ja ohjaushäviöt on oletettu kuormituksesta ja moottorin pyörimisnopeudesta riippumattomiksi vakioiksi. Suuntaaji-en häviöiden laskenta on sijoitettu seuraavassa alaluvussa käsiteltävään välipiirin mal-liin. Suuntaajien häviöiden laskenta lohkokaaviona on kuvassa 3.20. [42, 44]

Kuva 3.20. Suuntaajien häviöt

Häviöiden laskennassa käytettävä Modulointi-indeksi, sähkökoneen staattorivirran huippuarvo ja sähkökoneen tehokerroin saadaan kuvassa 3.21. esitetystä lohkosta. Loh-kossa kaksiakselimuodossa esitetyt staattorivirta ja staattorijännitteen ohjearvo muunne-taan suorakulmaisesta koordinaatistosta napakoordinaatistoon. Koordinaatistomuunnos-ten ulostulona saadaan vektoreiden itseisarvot ja vaihekulmat. Modulointi-indeksi laske-taan yhtälöä (3-93) käyttämällä Virran ja jännitteen vaihekulmien avulla määritetään sähkökoneen tehokerroin,

47

Kuva 3.21. Tehokerroin, modulointi-indeksi ja staattorivirran huippuarvo

3.4.3. Välipiiri

Välipiirin malli sisältää kondensaattorit, purkuvastukset ja jarruvastuksen, jonka avulla rajoitetaan välipiirin jännitteen kasvua. Näiden lisäksi välipiirin mallissa on lohkot, jois-sa sähkökoneiden ottamat virrat muutetaan vastaavaksi välipiirin tasavirraksi. Häviöitä välipiirissä syntyy kondensaattorien sisäisissä resistansseissa, sekä kondensaattorien jännitetasapainon säilyttämiseksi välipiiriin kytketyissä purkuvastuksissa. Myös edeltä-vässä alaluvussa käsiteltyjen suuntaajien häviöiden ja niitä vastaavan välipiirin lisävir-ran laskenta on sijoitettu välipiirin yhteyteen. [45, 46]

Kondensaattori

Riittävän jännitekeston ja kapasitanssin saavuttamiseksi suuntaajien välipiirin on oletet-tu koostuvan neljän kondensaattorin ja neljän purkuvastuksen kytkennästä, kuten kuvas-sa 3.22a on esitetty. Kytkennän purkuvastukset tarvitaan tasapainottamaan kondensaat-torien jännitteitä. Purkuvastukset tarvitaan myös turvallisuussyistä, jotta jännitteet las-kevat turvalliselle tasolle riittävän nopeasti syöttöjännitteiden katkaisun jälkeen. Kon-densaattori on mallinnettu kuvan 3.22b kaltaisena ekvivalenttisen sarjaresistanssin, ka-pasitanssin ja vuotovirtaresistanssin kytkentänä. [45, 46]

Kuva 3.22. Välipiirin rakenne ja yksittäisen kondensaattorin sijaiskytkentä

Kuvan 3.22a neljän kondensaattorin kytkennän yhteenlaskettu kapasitanssi vastaa yhden kondensaattorin kapasitanssia, ja purkuvastusten yhteenlaskettu resistanssi yhden vas-

48

tuksen resistanssia. Välipiirin mallintamiseen riittää siten yhden kondensaattorin ja yh-den purkuvastuksen mallintaminen. Välipiirin sijaiskytkentä on kuvassa 3.23. [45, 46]

Kuva 3.23. Välipiirin kondensaattorin sijaiskytkentä

Sijaiskytkennän perusteella välipiirin jännitteelle voidaan kirjoittaa yhtälö:

∫ +=+= esresrcesrcdc iRdtiC

uuu )(1 (3-99)

jossa uc on kapasitanssin yli oleva jännite ja uesr on sarjaresistanssi yli jäävä jännite. Sijaiskytkennän virtojen välillä pätee yhteydet:

purkausdcesr iii −= (3-100)

vuotoesrc iii −= (3-101)

Purkuvastuksen kautta kulkeva virta saadaan välipiirin jännitteestä yhtälöllä:

purkaus

dcpurkaus R

ui = (3-102)

Kondensaattorin vuotovirtaa voidaan lähteen [46] mukaan arvioida yhtälöllä:

AVCFV

Ai RRvuoto μμ

μ 10005.0+= (3-103)

jossa CR on kondensaattorin kapasitanssi ja VR on kondensaattorin nimellisjännite. Yh-tälöiden (3-99) – (3-103) perusteella välipiirin kondensaattorille voidaan muodostaa kuvassa 3.24 oleva lohkokaavio.

49

Kuva 3.24 Välipiirin kondensaattori ja purkuvastus

Jarruvastus

Välipiirissä on myös jarruvastus, jonka kytkeytymistä ohjataan hystereesisäädöllä. Jos välipiirin tai energiavarastona toimivan superkondensaattorin jännite ylittää ylemmän rajansa, kytketään jarruvastus välipiirin jännitteeseen. Kun jännitteet laskevat alemman rajansa alle, kytketään jarruvastus irti välipiiristä. [41]

Sähkökoneiden virrat DC-virraksi

Sähkökoneiden virrat muutetaan välipiirin dc-virraksi kertomalla ne suuntaajien kytken-täfunktioilla. Olettamalla suuntaajasilta häviöttömäksi voidaan sen läpi kulkevalle het-kelliselle teholle kirjoittaa suuntaajan kytkentäfunktion avulla yhtälö: [40, 41]

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧= *

2Re

23

sdc

ac iu

wsp , (3-104)

jossa *

si on sähkökoneen staattorivirtavektorin kompleksikonjugaatti. Tasavirtapuolen

hetkellinen teho on: [40, 41]

dcdcdc iup = (3-105)

Merkitsemällä tasa- ja vaihtovirtapuolen tehot yhtä suuriksi ja jakamalla vektorit kom-ponentteihinsa saadaan tasavirralle yhtälö (3-106), jonka avulla sähkökoneiden staatto-rivirrat muunnetaan vastaavaksi välipiirin virraksi.

( ββααββαα iswiswiswiswidc +=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

43

21

21

23 ) (3-106)

Välipiirin virrat

Kuvaan 3.25 on merkitty välipiirin virrat ja niiden positiiviset suunnat. Tasavirtapuolel-le redusoidut sähkökoneiden virrat ovat positiivisia koneiden toimiessa moottorina, eli ottaessa virtaa välipiiristä. Energiavaraston virta on positiivinen energian siirtyessä va-rastosta välipiiriin.

50

Kuva 3.25. Välipiirin virtojen suunnat

Välipiirin kondensaattorin virta idc saadaan sähkökoneiden ja energiavaraston virran summana. Lisäksi siitä vähennetään suuntaajien häviötehoa vastaava lisävirta ih ja jar-ruvastuksen virta ijarru. Kondensaattorin mallissa virran suunta on valittu niin, että posi-tiivinen virta lataa sitä. Välipiirin kondensaattorin virralle idc saadaan yhtälö:

jarruhmgdcmgdcucdc iiiiii −−−−= 2_1_ (3-107)

Merkitään sähkökoneiden ottamaa summavirtaa idc_mg:llä:

2_1__ mgdcmgdcmgdc iii += (3-108)

Kun sähkökoneet toimivat moottorina, niiden ottama virta idc_mg on valittuun suuntaan nähden positiivinen ja ne ottavat energiaa välipiiristä. Energiavaraston ja jarruvastuksen virran ollessa nolla saadaan välipiirin kondensaattorin virralle:

hmgdcdc iii −−= _ (3-109)

jolloin

mgdcdc ii _> (3-110)

Välipiiristä siis otetaan virtaa enemmän kuin sitä sähkökoneille syötetään ja virtojen itseisarvon erotus muodostuu suuntaajien häviövirrasta ih.

Sähkökoneiden toimiessa generaattorina niiden ottamien virtojen suunnat vaihtuvat. Koneet syöttävät energiaa välipiiriin ja summavirrasta idc_mg tulee valittuun suuntaan nähden negatiivinen. Energiavaraston ja jarruvastuksen virran ollessa edelleen nolla välipiirin kondensaattorin virralle saadaan:

( ) hmgdchmgdcdc iiiii −=−−−= __ (3-111)

tässä tilanteessa

mgdcdc ii _< (3-112)

51

joten välipiiriin syötetään vähemmän virtaa kuin sähkökoneet sitä tuottavat. Virtojen itseisarvon erotus muodostuu taas suuntaajien häviöistä.

Osamallin lohkokaavio

Lohkokaavio dc-virtojen ja suuntaajien häviöiden laskennan, sekä välipiirin konden-saattorin ja jarruvastuksen sisältävästä mallista on kuvassa 3.26. Kun kuvan Suuntaajien häviöt-lohkosta saatava suuntaajien häviöteho jaetaan välipiirin jännitteellä, saadaan häviöitä vastaava välipiirin lisävirta ih. Lohkon ulostulona saadaan välipiirin konden-saattorin virrasta idc laskettava välipiirin jännite Udc, joka on sisäänmenona seuraavassa alaluvussa käsiteltävälle energiavaraston mallille.

Kuva 3.26. Välipiiri, dc-virtojen laskenta sekä suuntaajien häviöt

3.5. Energiavarasto ja hakkuri

Tässä työssä energiavarasto on kytketty suuntaajien välipiiriin hakkuriteholähteen kaut-ta. Hakkurin ansiosta voidaan käyttää energiavarastoa, jonka maksimijännite on selvästi välipiirin jännitettä matalampi. Hakkuri mahdollistaa myös tässä työssä energiavarasto-na käytettävän superkondensaattorin energianvarastointikapasiteetin tehokkaamman hyödyntämisen. Energiavaraston mallissa superkondensaattorin rinnalle on kytketty suodinkondensaattori. Suodinkondensaattori tarvitaan suojaamaan superkondensaattoria hakkurin virran kytkentätaajuisen vaihtokomponentin aiheuttamalta rasitukselta. Virran suuritaajuinen vaihtokomponentti lisää superkondensaattorin lämpenemistä ja nopeuttaa sen vanhenemista. [33, 41]

52

Energiavarasto

Mallissa suodinkondensaattori on oletettu puhtaaksi kapasitanssiksi. Superkondensaat-torin malli koostuu kapasitanssista ja pienestä sarjaresistanssista. Energiavaraston si-jaiskytkentä on kuvassa 3.27. [33]

Kuva 3.27. Energiavarasto

Kondensaattoreiden jännitteille voidaan kirjoittaa

∫= dtiC

V suodsuod

tuc1 (3-113)

∫= dtiC

V ucuc

uc1 (3-114)

Kuvan 3.27 mukaan virroille saadaan

ucLsuod iii −= (3-115)

esr

uctucuc R

VVi

−= (3-116)

Energiavarasto on mallinnettu yhtälöitä (3-113) – (3-116) käyttäen. Virta iL saadaan seuraavassa kohdassa käsiteltävästä hakkurin mallista.

Hakkuri

Energiavarasto on kytketty suuntaajien välipiiriin kuvan 3.28 ideaalisen puolisilta-hakkurin kautta. Kuvassa välipiirin jännitettä on merkitty Udc:llä ja energiavarastona olevan superkondensaattorin napajännitettä Vt_uc:llä. Kuvassa oleva kondensaattori on hakkurin virtaa suodattava suodinkondensaattori. Hakkurin tehtävänä on pitää välipiirin jännite tasaisena sähkökoneiden kuormituksen vaihdellessa, siirtämällä energiaa tarpeen mukaan energiavarastosta välipiiriin tai toisinpäin. Hakkurin toiminnan edellytyksenä on, että välipiirin jännite on aina energiavaraston jännitettä korkeampi. [33, 41]

53

Kuva 3.28. Energiavaraston hakkuriteholähde

Siirrettäessä energiaa energiavarastosta välipiiriin, toimii puolisiltakytkentä jännitet-tä nostavana hakkurina. Kun kytkin S2 kytketään johtavaan tilaan, alkaa kelan virta kas-vaa ja energiaa varastoituu kelan ympärille syntyvään magneettikenttään. Kun kytkin avataan, kelan yli vaikuttavan jännitteen suunta muuttuu. Energiavaraston ja kelan jän-nitteiden summa kasvaa välipiirin jännitettä korkeammaksi ja kelan magneettikenttään varastoitunut energia alkaa purkautua välipiiriin johtavaan tilaan siirtyneen diodin D1 kautta. Oletettaessa hakkuri ideaaliseksi voidaan kytkinkomponentin S2 pulssisuhteelle Dboost kirjoittaa jännitteiden Udc ja Vtuc avulla yhtälö: [33, 41]

dc

tucdcboost U

VUD

−= (3-117)

Energiavaraston varaustilaa kasvatettaessa, toimii puolisiltakytkentä jännitettä las-

kevana hakkurina. Tässä tilanteessa alkaa hakkuri siirtää energiaa välipiiristä energiava-rastoon, kun kytkin S1 kytketään johtavaan tilaan. Kelan virta alkaa kasvaa ja energiaa varastoituu taas kelan magneettikenttään. Avattaessa kytkin S1, kelan magneettikenttään varastoitunut energia alkaa purkautua ylläpitäen kelavirtaa. Kelan yli vaikuttavan jännit-teen suunta muuttuu, diodi D2 siirtyy johtavaan tilaan, ja kelan magneettikenttään varas-toitunut energia purkautuu energiavarastoon. Ideaalisessa tilanteessa kytkinkomponen-tin S1 pulssisuhteen Dbuck ja välipiirin sekä energiavaraston jännitteiden Udc ja Vtuc välil-lä on voimassa yhtälö: [33, 41]

boostdc

tucbuck D

UV

D −== 1 (3-118)

Hakkuriteholähde on mallinnettu yhtälöitä (3-119) ja (3-120) käyttäen. Jännitettä nosta-vassa tilassa, virran kulkiessa kytkimen S2 kautta, iout = 0, kelavirran derivaatta positii-vinen ja jänniteyhtälö: [33, 41]

tucL V

dtdiL =+0 (3-119)

54

Kytkimen ollessa auki, virta kulkee diodin D1 kautta, iout = iL, kelavirran derivaatta ne-gatiivinen ja jänniteyhtälö: [33, 41]

tucL

dc VdtdiLU =+ (3-120)

Jännitettä laskevassa tilassa, virran kulkiessa kytkimen S1 kautta, iout = iL, ja jänniteyhtä-lö on sama kuin yhtälö (3-120). Laskevassa tilassa kytkimen S1 ollessa auki virta kulkee diodin D2 kautta, iout = 0 ja jänniteyhtälö on sama kuin yhtälö (3-119).

Tässä työssä puolisillan kytkimiä ohjataan komplementaarisesti, eli kytkimen S1 johtaessa kytkin S2 on johtamattomassa tilassa ja päinvastoin. Koska puolisiltakytken-nän siirtofunktio on sama jännitettä nostavassa ja laskevassa toiminnassa, voidaan hak-kuria ohjata koko ajan samalla tavalla. Kelavirtaohjeen keskiarvon suunta määrää toi-miiko hakkuri jännitettä nostavassa, vai laskevassa tilassa. Kytkinkomponentit olete-taan ideaalisiksi, joten ohjauksessa ei käytetä kuollutta aikaa tilasta toiseen siirryttäessä. Todellisessa järjestelmässä kytkinten kytkentätilaa muutettaessa molempien kytkimien pitää oikosulun estämiseksi olla hetki johtamattomassa tilassa. [41]

Hakkuria ohjataan pulssinleveysmoduloinnilla. Pulssisuhteen ohjearvoa Dboost* ver-rataan kolmioaaltoon, jonka taajuus ja amplitudi ovat vakioita. Pulssisuhteen ohjearvon ollessa kolmioaallon arvoa suurempi, on kytkin S2 ohjattuna johtavaksi ja kytkin S1 joh-tamattomaksi. Pulssisuhteen ohjearvon ollessa kolmioaaltoa pienempi, on kytkin S2 johtamattomassa ja kytkin S1 johtavassa tilassa. Mallissa PWM-modulaattorin modu-lointitaajuus on 8 kilohertsiä. [33, 41]

Osamallin lohkokaavio

Energiavarastona olevan superkondensaattorin ja hakkuriteholähteen mallit säätimi-neen sisältävä lohkokaavio on kuvassa 3.20.

Kuva 3.29. Energiavarasto

Pulssisuhteen ohjearvo Dboost* tuotetaan kaskadisäätimellä, joka koostuu välipiirin jän-nitteen säätimestä ja kelavirran säätimestä. Jännitteensäädin pyrkii pitämään välipiirin jännitteen ohjearvossaan kelavirran keskiarvon ohjetta iL,ref säätämällä. Kelavirran kes-kiarvon ohjeen ja kelavirran suodatetun mittausarvon erotus viedään virtasäätimelle, joka tuottaa pulssisuhteen ohjearvon hakkuriteholähdettä ohjaavalle PWM-modulaattorille. [41]

55

3.6. Planeettavaihde

Planeettavaihteen aurinkopyörän, planeetankannattimen ja kehäpyörän kulmanopeudet toteuttavat aina seuraavan yhtälön: [2]

)( srcrrss rrrr +=+ ωωω (3-121)

ωs = aurinkopyörän kulmanopeus ωr = kehäpyörän kulmanopeus ωc = planeetankannattimen kulmanopeus rr = kehäpyörän säde/halkaisija/hammasluku rs = aurinkopyörän säde/halkaisija/hammasluku

Vaihteen akseleiden momentit ovat aina aurinko- ja kehäpyörän hammaslukujen mää-räämässä suhteessa toisiinsa. Kun hammaslukujen suhde ja yhdellä akselilla vaikuttava momentti tunnetaan, voidaan kahden muun akselin momentit ratkaista yhtälöistä: [3]

βη01 sr

cs i

TT+

= (3-122)

β

β

ηη

0

0

1 sr

srcr i

iTT

+= (3-123)

Ts = aurinkopyörän vääntömomentti Tr = kehäpyörän vääntömomentti Tc = planeetankannattimen vääntömomentti η0 = planeettavaihteen hyötysuhde aurinkopyörältä kehäpyörälle, kun planeetan-kannatin on lukittu paikoilleen

Hyötysuhteen potenssi β saa arvon 0 kun ωc = ωr, arvon 1 kun ωc > ωr ja arvon -1 kun ωc < ωr.

Perusvälityssuhde isr on kehäpyörän ja aurinkopyörän hammaslukujen suhde

s

rsr r

ri = (3-124)

Planeettavaihteen mallissa vaihteen akseleille kytkettyjen koneiden ja kuorman

momentit on määritelty niin, että tehon siirtyessä akselilla pääasialliseen suuntaansa, sen suunta on positiivinen. Kehäpyörälle kytketyn sähkökoneen ja polttomoottorin mo-mentin positiivinen suunta on sama kuin pyörimisnopeuden positiivinen suunta. Aurin-kopyörälle kytketyn sähkökoneen ja kuorman momentin positiivinen suunta on positii-vista pyörimissuuntaa vastaan. Tämä määrittely koskee ainoastaan planeettavaihteen mallia. Sähkökoneiden malleissa koneiden momenttien positiivinen suunta on sama

56

kuin koneiden pyörimisnopeuksien positiivinen suunta. Vaihteen momenttien ja pyöri-misnopeuksien positiiviset suunnat on esitetty kuvassa 3.30. [2, 47]

Kuva 3.30. Vääntömomenttien ja pyörimisnopeuksien positiiviset suunnat planeettavaihteella

Planeettavaihteen välityssuhde SR voidaan määritellä planeetankannattimen nopeu-den suhteena kehäpyörän nopeuteen. [47]

r

cSRωω

= (3-125)

Välityssuhteen rajat määräytyvät aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen pyörimisno-peusalueen, planeetankannattimelle kytketyn polttomoottorin pyörimisnopeusalueen ja kehäpyörän pyörimisnopeuden perusteella.

Mallissa aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen ja aurinkopyörän välissä on 1:3 vä-litys, joten aurinkopyörän pyörimisnopeusalue on kolminkertainen sähkökoneen pyöri-misnopeusalueeseen verrattuna. Aurinkopyörän pyörimisnopeusalueen rajoiksi on ase-tettu rad/s eli rpm, jolloin aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen pyöri-misnopeus vaihtelee välillä rpm. Polttomoottorin pyörimisnopeusalueen ylära-jana mallissa on 2100 rpm.

470± 4488±1496±

Kuvaan 3.31 on piirretty planeettavaihteen välityssuhteen SR ylä- ja alaraja kehä-pyörän nopeuden funktiona, kun kehäpyörän ja aurinkopyörän hammaslukujen suhde on 3:1 ja aurinkopyörän pyörimisnopeusalueen rajoina on edellä mainittu 470± rad/s. Ke-häpyörän nopeuden ollessa noin 1310 rpm, nousee maksimivälityssuhteella polttomoot-torin nopeus sille ylärajaksi asetettuun 2100 rpm nopeuteen. Sen jälkeen polttomootto-rin maksimipyörimisnopeus rajoittaa käytettävissä olevaa vaihteen maksimivälityssuh-detta, ja MG1:n nopeutta pitää alkaa laskea. Tämä näkyy maksimivälityssuhteen käyräl-lä välityssuhteen kääntymisenä uudelleen nopeampaan laskuun. [47]

57

0 500 1000 1500 2000 2500 30000

1

2

3

4

5Planeettavaihteen välityssuhteen rajat

Kehäpyörän pyörimisnopeus [rpm]

Väl

ityss

uhde

MaksimivälityssuhdeMinimivälityssuhdeAurinkopyörä paikallaan

Kuva 3.31. Planeettavaihteen käytettävissä oleva välityssuhdealue

Kuvaan 3.31 on lisäksi piirretty vaihteen välityssuhde, kun aurinkopyörä on paikal-laan. Tämä suora on merkittävä, koska välityssuhteen ollessa kyseisen arvon alapuolel-la, aurinkopyörälle kytketty sähkökone toimii moottorina. Aurinkopyörälle kytketyn koneen toimiessa moottorina ja polttomoottorin tehon vastatessa kuorman tehoa, järjes-telmään syntyy kiertävä teho, joka kuormittaa planeettavaihdetta ja sähkökoneita aiheut-taen lisähäviöitä, mutta joka ei näy kuorman akselilla. Koska momenttien suhteet vaih-teen akseleilla pysyvät vakiona, alkaa aurinkopyörälle kytketty sähkökone syöttää tehoa vaihteeseen, kun aurinkopyörän pyörimisnopeus muuttuu negatiiviseksi. Samalla kehä-pyörälle vaihteen kautta välittyvä teho kasvaa kuorman tehoa suuremmaksi, jolloin ke-häpyörälle kytketty sähkökone alkaa toimia generaattorina. Kuvaan 3.32 on merkitty katkoviivoilla tehon virtaussuunnat, kun aurinkopyörälle kytketty sähkökone toimii ge-neraattorina ja yhtenäisillä viivoilla, kun aurinkopyörälle kytketty kone toimii moottori-na. [47]

Kuva 3.32. Tehon virtaussuunnat katkoviivoilla MG1:n toimiessa generaattorina ja yhtenäisillä viivoilla MG1:n toimiessa moottorina

Kuvaan 3.33 on piirretty kehäpyörän pyörimisnopeuden funktiona pyörimisnopeus-alue, jolla planeetankannattimelle kytketyn polttomoottorin pyörimisnopeus voi vaih-

58

della, kun vaihteen perusvälityssuhde ja aurinkopyörän pyörimisnopeusalueen rajat ovat edellä mainitut. Kuvasta nähdään, että kehäpyörän pyörimisnopeuden ollessa alle 1500 rpm planeetankannattimen nopeus voidaan pitää nollassa. Näin ollen pienillä kehäpyö-rän pyörimisnopeuksilla polttomoottori voidaan pitää sammutettuna ja käyttää laitetta pelkästään kehäpyörälle kytketyn sähkökoneen ja akuston avulla. Kuvasta nähdään myös, että planeetankannattimen pyörimisnopeuden ollessa alle 1100 rpm, voidaan ke-häpyörää pyörittää negatiiviseen pyörimissuuntaan. Planeettavaihteen avulla kuorman pyörimissuuntaa voidaan siis vaihtaa, mutta negatiiviseen suuntaan pyörimisnopeusalue on huomattavasti kapeampi kuin positiiviseen. Kuorman pyörimissuunnan ollessa nega-tiivinen polttomoottorin pyörimisnopeus rajoittuu varsin matalaksi, ja näin ollen myös polttomoottorin teho jää pieneksi. Suuremmilla kuorman negatiivisen pyörimisnopeu-den arvoilla polttomoottorilla ei voida tuottaa lainkaan tehoa vaan laite toimii täysin energiavaraston varassa. [47]

-1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 2000 2500 30000

500

1000

1500

2000

Planeetankannattimen pyörimisnopeus

Kehäpyörän nopeus [rpm]

Pla

neet

anka

nnat

timen

nope

us [r

pm]

w

s max

ws min

ws = 0

Kuva 3.33. Käytettävissä oleva planeetankannattimen pyörimisnopeusalue kehäpyörän nopeuden suhteen

Planeettavaihteen malli

Planeettavaihteen aurinkopyörälle, planeetankannattimelle ja kehäpyörälle voidaan kuvan 3.34 perusteella kirjoittaa seuraavat liikeyhtälöt. Yhtälöissä ei ole huomioitu vaihteen häviöitä, eikä planeettapyörien hitausmomenttia: [2]

11 MGsMGsss TrFTTJ −⋅=−=ω& (3-126)

rsersecc rFrFTTTTJ ⋅−⋅−=−−=ω& (3-127)

22 MGLrMGLrrr TTrFTTTJ +−⋅=+−=ω& (3-128)

TMG2 = MG2:n momentti TMG1 = MG1:n momentti Te = polttomoottorin momentti TL = kuorman momentti

59

Yhtälöissä tuntemattomina on kolme pyörimisnopeutta ωs, ωc ja ωr sekä planeettapyö-rään vaikuttava voima F. Yhtälö (3-121) sitoo planeettavaihteen pyörimisnopeudet toi-siinsa ja voima F voidaan eliminoida yhtälöistä (3-126) - (3-128). [101, 102]

Kuva 3.34 Planeettapyörän, kehäpyörän ja aurinkopyörän väliset voimat.

Lähteessä [2] kaikki järjestelmän hitausmomentit on redusoitu planeettavaihteen akse-leille ja sisällytetty planeettavaihteen malliin. Planeetankannattimen ja kehäpyörän no-peuksille on saatu yhtälöt (3-129) ja ( 3-130).

Lgr

s

er

srMG

g

se

e

sr

MGgr

s

er

srrr

gr

vs

er

srv

TKJr

rKJr

rrT

Jr

TJ

rr

TJr

rJrrr

rKJr

JrKJrrrJ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

+−+

+

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

+=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++

+

'')(

''

'')(

''

')('

22

1

2

2222

ω&

(3-129)

ja

Lv

rMG

g

sMG

v

re

gsr

s

vsr

r

csrgsr

s

vsr

er

TJr

TJr

TJKr

TJrr

rJrr

Kr

rrJrr

rJrr

KJr

'''')(')(

)(')(')(

'

12

22

22

+−+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

++

+

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++

++

+ω&

(3-130)

Joissa:

Jv’ = JMG2K+JrK+JL/K Jg’ = JMG1Ks+Js

Je’ = Je+Jc

60

JMG2 = MG2:n hitausmomentti JMG1 = MG1:n hitausmomentti JL = kuorman hitausmomentti

Js = aurinkopyörän hitausmomentti Jc = planeetankannattimen hitausmomentti Jr = kehäpyörän hitausmomentti Je = polttomoottorin hitausmomentti K = välityssuhde kehäpyörältä kuormalle Ks = välityssuhde MG1:ltä aurinkopyörälle

Planeettavaihteen malli lohkokaaviona on kuvassa 3.35. Mallissa sisäänmenoina on

vaihteen akseleille sähkökoneilla ja polttomoottorilla tuotetut vääntömomentit, sekä kuormamomentti. Ulostulona mallista saadaan akseleiden pyörimisnopeudet.

Kuva 3.35. Planeettavaihteen lohkokaavio

Kehäpyörän ja planeetankannattimen pyörimisnopeudet ωr ja ωc ratkaistaan yhtälöistä (3-129) ja (3-130) Aurinkopyörän pyörimisnopeus ωs ratkaistaan vaihteen akseleiden pyörimisnopeudet toisiinsa sitovasta yhtälöstä (3-121) ωr:n ja ωc:n avulla.

61

4. Järjestelmän ohjaus

Säätöjärjestelmältä vaadittavat ominaisuudet ja säädön viritys riippuvat voimakkaasti hybridijärjestelmän käyttökohteesta ja ominaisuuksista. Varsinkin kuormitussyklillä ja energiavaraston kapasiteetilla on suuri vaikutus polttomoottorin teho-ohjeen määrityk-seen ja moottorin käynnistämistä ja sammuttamista ohjaavien sääntöjen muodostukseen. Järjestelmän ohjauksen pitäisi varmistaa, että kehäpyörälle pystytään kaikissa normaa-leissa toimintatilanteissa tuottamaan kuorman vaatima vääntömomentti. Sen lisäksi energiavaraston kapasiteetti pitäisi pystyä hyödyntämään mahdollisimman tehokkaasti, ilman turhaa energian siirtoa varaston ja välipiirin välillä. [48, 49, 50]

Energiavaraston varaustilan onnistunut arviointi on tärkeää varaston kapasiteetin hyödyntämisen kannalta. Ellei varaustilaa voida arvioida luotettavasti, päädytään hel-posti ylimitoittamaan varaston kapasiteetti. Se taas kasvattaa järjestelmän kokoa ja kus-tannuksia. Myös polttomoottorin järkevä ohjaus edellyttää varaustilan luotettavaa mää-rittämistä. Tässä työssä energiavaraston malli koostuu pelkästä superkondensaattorista, jonka varaustila on neliöllisesti verrannollinen napajännitteeseen ja varaustilan määrit-täminen siten yksinkertaista. Akuston napajännite pysyy kuitenkin varaustilan muuttu-essa huomattavasti tasaisempana, ja alkaa muuttua voimakkaammin vasta, kun akku on lähes täynnä tai lähes tyhjä. Siten myös varaustilan määrittäminen on monimutkaisem-paa. Jos energiavarasto koostuu sekä superkondensaattorista että akustosta, jotka mo-lemmat on kytketty suuntaajien välipiiriin oman hakkuriteholähteensä kautta, pitää li-säksi muodostaa ohjaussäännöt tehonjakoon energiavarastojen välillä. [50]

Ohjausperiaate

Tässä työssä järjestelmää ohjataan nopeussäädetysti. Järjestelmän säätö on siis toteutet-tu siten, että se pyrkii pitämään kuorman nopeuden ohjearvossaan kuormamomentin muutoksista huolimatta. Kuorman pyörimisnopeuden säätö suoritetaan pääasiassa kehä-pyörälle kytketyn sähkökoneen avulla. Polttomoottoria käytetään tuottamaan järjestel-män tarvitsema teho ja aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen avulla säädetään poltto-moottorin pyörimisnopeutta.

Järjestelmässä on kolme rinnakkaista säätösilmukkaa, jotka kytkeytyvät mekaani-sesti yhteen planeettavaihteen kautta: kehäpyörälle kytketyn sähkökoneen nopeu-den/momentin säätö, polttomoottorin momentin säätö ja aurinkopyörälle kytketyn säh-kökoneen nopeuden/momentin säätö. Momentin muutos yhdellä planeettavaihteen ak-selilla näkyy samanaikaisesti myös kahden muun akselin momenttien muutoksena. Jotta järjestelmä toimisi halutulla tavalla säätösilmukat pitää virittää niin, että ristiinsäädöltä

62

vältytään. Helpoimmin se onnistunee virittämällä silmukat reagoimaan nopeuden muu-toksiin eri nopeuksilla.

Polttomoottorilla on tarkoitus tuottaa ainoastaan järjestelmän tarvitsema keskimää-räinen teho, joten sen ei tarvitse reagoida kuorman nopeuden tai momentin nopeisiin muutoksiin. Polttomoottorin momentinsäätö saa olla säätösilmukoista hitain. Kuorman nopeisiin momentinmuutoksiin vastaaminen ja kuorman nopeuden säätö toteutetaan kehäpyörälle kytketyn sähkökoneen avulla. Siksi kehäpyörälle kytketyn koneen säätö pitää olla silmukoista nopein. Jotta polttomoottorin nopeus saataisiin pidettyä tasaisena kuorman nopeuden vaihdellessa, pitää aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen nopeu-densäädön olla lähes yhtä nopea kuin kehäpyörälle kytketyn sähkökoneen.

Toteutus

Oikosulkukoneen pyörimisnopeuden säätöä on tarkasteltu jo edellä luvussa 3.3 ja väli-piirin jännitteensäätöä luvussa 3.5. Tässä luvussa käydään läpi simulointimalliin toteute-tun säätöjärjestelmän ylempi taso ja polttomoottorin momentinsäätö. Kuvassa 4.1 on lohkokaavio mallinnetusta jaetuntehon hybridistä säätöjärjestelmineen Säätöjärjestelmä saa sisäänmenoikseen kuvassa 4.1 näkyvät mittaustiedot sähkökoneiden virroista img1 ja img2, sekä kehäpyörän ja planeetankannattimen pyörimisnopeuksista ωr ja ωc. Mittauksia hakkurin kelavirrasta iL ja välipiirin jännitteestä udc hyödynnetään luvussa 3.5 käsitel-lyssä välipiirin jännitteen säädössä. Mallissa aurinkopyörän ja MG1:n välissä on lisäksi 1:3 välitys, jonka avulla nimellispyörimisnopeudeltaan 1485 rpm:n sähkökoneen pyö-rimisnopeus ja vääntömomentti on sovitettu järjestelmään sopivaksi. Välityksen hyö-tysuhdetta ei mallissa ole huomioitu. Polttomoottorin teho- ja kulmanopeusohjeet lue-taan mallissa kuorman pyörimisnopeuden ja tehon perusteella dieselmoottorin mallin avulla määritetyistä käyrästöistä. Kulmanopeusohje viedään aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen säätöjärjestelmälle ja teho ohjeen avulla määritetään polttoaineen ruisku-tusmäärä.

63

Kuva 4.1. Lohkokaavio järjestelmän mallista

Kuorman tehon määritys

Koska jaetuntehon hybridijärjestelmässä polttomoottorin tehon muutos ei suoraan vaikuta kuormalle välittyvään tehoon, on järjestelmän ohjauksessa ensimmäiseksi mää-ritettävä järjestelmän ulostuloakselille tarvittava teho. Kuormalle siirtyvä teho koostuu planeettavaihteen kehäpyörälle kytketyn sähkökoneen tehosta ja planeettavaihteen kaut-ta mekaanisesti kehäpyörälle välittyvästä tehosta. [4]

Sähkökoneiden vääntömomentteja voidaan arvioida kulmanopeuksien ja koneiden ottamien virtojen perusteella. Mallissa se suoritetaan oikosulkumoottorien nopeussääti-mien alla, roottorivuon määrityksen yhteydessä. Sähkökoneiden vääntömomenttien määritys on käsitelty luvussa 3.3. Kertomalla kehäpyörälle kytketyn koneen vääntömo-mentti koneen kulmanopeudella saadaan koneen tuottama teho.

Kehäpyörälle mekaanisesti välittyvä teho voidaan laskea esimerkiksi aurinkopyöräl-le kytketyn sähkökoneen vääntömomentin, planeettavaihteen perusvälityssuhteen ja kehäpyörän pyörimisnopeustietojen perusteella. Kehäpyörälle välittyvä vääntömomentti saadaan aurinkopyörälle kytketyn koneen momentista yhtälöitä (3-122) ja (3-123) käyt-

64

täen, aurinkopyörän ja oikosulkukoneen välissä oleva välitys huomioiden. Teho saadaan taas kertomalla vääntömomentti kulmanopeudella.

Polttomoottorin ohjaus

Polttomoottorilta vaadittava kokonaisteho muodostuu kuorman tehontarpeesta, energiavaraston varaustilan hallintaan tarvittavasta tehonkorjaustermistä PΔ, sekä järjes-telmässä syntyvistä häviöistä. Tietyllä ulostuloakselin nopeudella ja teholla polttomoot-torin pyörimisnopeus vaikuttaa tehonsiirtosuhteeseen sähköisen- ja mekaanisen reitin välillä, ja siten järjestelmässä syntyviin kokonaishäviöihin. Mitattujen polttomoottorin, sähkökoneiden, suuntaajien ja planeettapyörästön hyötysuhdekäyrästöjen avulla voidaan määrittää järjestelmän kokonaishäviöt minimoiva polttomoottorin pyörimisnopeus ja järjestelmässä syntyvät kokonaishäviöt vaadittavan tehontarpeen ja kuorman nopeuden funktiona. [1, 4]

Optimaalisen polttomoottorin toimintapisteen ja järjestelmän kokonaishäviöiden määritys vaatii paljon laskenta- ja muistikapasiteettia, joten se kannattaa suorittaa etu-käteen riittävän monelle kuorman tehon ja pyörimisnopeuden yhdistelmälle ja tallentaa laskennan tulokset taulukoihin. Hybridijärjestelmää käytettäessä polttomoottorin pyöri-misnopeus- ja teho-ohjeet voidaan lukea taulukoista mitatun kuorman pyörimisnopeu-den sekä laskennallisesti määritetyn tehontarpeen perusteella. Ero kuorman ottaman ja häviöihin kuluvan tehon, sekä hyötysuhdekäyrästöjen ja mittausten perusteella lasken-nallisesti määritetyn tehontarpeen välillä katetaan energiavaraston avulla. [1, 4]

Polttomoottorin teho-ohje syötetään moottorinohjausjärjestelmälle. Tässä työssä moottoriin syötettävä, teho-ohjeen toteuttava polttoainemäärä määritetään moottorin pyörimisnopeuden ja hyötysuhdekäyrästön perusteella. Todellisessa järjestelmässä ruis-kutusmäärän määrittäminen on huomattavasti monimutkaisempi tehtävä, jossa on otet-tava huomioon myös moottorin tuottamat pakokaasupäästöt ja joka edellyttää mittauksia myös käyttöolosuhteista. [14]

Planeetankannattimelle kytketyn polttomoottorin pyörimisnopeus määräytyy kuor-man ja aurinkopyörän pyörimisnopeuksien perusteella ja sitä säädetään aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen nopeuden kautta. Nopeusohje aurinkopyörälle kytketylle sähkö-koneelle lasketaan polttomoottorin nopeusohjeesta ja kuorman nopeudesta yhtälön (3-121) avulla. Käytettävissä oleva polttomoottorin pyörimisnopeusalue määräytyy kuor-malle haluttavan pyörimisnopeuden ja aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen pyörimis-nopeusalueen rajojen mukaan, kuten kuvassa 3.33 esitettiin. Polttomoottorin pyörimis-nopeusohjetta rajoitetaan kuvan 4.2 Rajoitus-lohkossa yhtälöä 3-121 hyödyntäen.

Energiavaraston varaustilaa hallitaan tehonkorjaustermillä, joka tarvittaessa lisätään laskettuun kuormatehon arvoon. Korjaustermin ollessa positiivinen, polttomoottorin teho kasvatetaan kuorman tehoa ja häviöitä suuremmaksi. Generaattori tuottaa enem-män tehoa kuin moottori sitä käyttää, jolloin jännite suuntaajien välipiirissä kasvaa. Energiavaraston välipiiriin kytkevä hakkuri pyrkii pitämään välipiirin jännitteen va-kiona, joten se syöttää tehoa energiavarastoon päin. Kun korjaustermi on negatiivinen,

65

polttomoottorin teho lasketaan kuorman tehoa pienemmäksi. Välipiirin jännite pyrkii laskemaan moottorin ottaessa enemmän tehoa kuin generaattori sitä tuottaa, ja hakkuri alkaa syöttää tehoa energiavarastosta välipiiriin. [41, 50]

Jos superkondensaattorin jännite positiivisesta tehonkorjaustermistä huolimatta jat-kaa laskuaan, aletaan MG2:n tehoa rajoittaa, kuten luvussa 3.3 esitettiin. Kun MG2:n tehoa rajoitetaan, lisätään polttomoottorin teho-ohjeen määrityksessä kuormatehon ar-voon korjaustermi, joka nostaa polttomoottorin teho-ohjeen ylärajalleen. Kun MG2:n tehon rajoitus kytkeytyy pois käytöstä, myös tämä korjaustermi laskee nollaan. Tar-kempi lohkokaavio ohjausjärjestelmästä on kuvassa 4.2.

Kuva 4.2. Ohjausjärjestelmä

Kuvien 4.1 ja 4.2 polttomoottorin nopeus ja teho-ohjeet sisältävien taulukoiden kuvaajat ovat kuvassa 4.3

66

Kuva 4.3. a) Polttomoottorin kulmanopeusohje, b) Polttomoottorin teho-ohje

Polttomoottorin käynnistys ja sammutus

Polttomoottorin käynnistystä ja sammutusta ohjaava logiikka on mallissa kuvan 4.2 Dieselin käynnistys-lohkossa. Jaetuntehon hybridijärjestelmä mahdollistaa polttomoot-torin pitämisen sammutettuna kevyellä kuormituksella. Polttomoottorin hyötysuhde heikkenee pienillä tehoilla, joten se kannattaa käynnistää vasta kuormatehon noustessa ennalta määritettyä alarajaa suuremmaksi. Polttomoottorin käynnistykselle saadaan oh-jaussääntö: [4] Käynnistys, jos

• Pkuorma > Pmin Polttomoottori pitää kuitenkin käynnistää myös pienillä kuormatehon arvoilla, jos

energiavaraston varaustila uhkaa laskea liian alas. Energiavaraston varaustilan alittaessa ennalta määritetyn alarajansa tehonkorjaustermi PΔ kasvaa positiiviseksi ja polttomoot-tori voidaan sen perusteella ohjata käynnistymään. Jos kuorman teho on negatiivinen, kuorma kuitenkin lataa energiavarastoa ja polttomoottori voidaan pitää sammutettuna vaikka tehonkorjaustermi olisikin positiivinen. Käynnistys, jos

• Pkuorma > 0 ja PΔ > 0 Kun kuorman tehontarve on pieni jää polttomoottorin nopeusohje nollaan tai hyvin

matalaksi. Jos kuorman nopeus on samaan aikaan suuri, muodostuu järjestelmän käyttöä rajoittavaksi tekijäksi aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen maksimipyörimisnopeus. Polttomoottoria ei tavallisesti kannata pyörittää sähkökoneilla käynnistämättä sitä. Poik-keuksena on kuitenkin tilanne, jossa kehäpyörän pyörimisnopeus edellyttää planeetan-kannattimen pyörittämistä, mutta tehonkorjaustermi ja kuormateho ovat negatiivisia. Tällaisissa tilanteissa polttomoottorin käyttäminen vain entisestään nostaa energiavaras-ton varaustilaa, ja johtaa lopulta jarruvastuksen välipiiriin kytkeytymiseen. Polttomoot-tori kannattaa siksi mieluummin pitää sammutettuna, vaikka sitä sähkökoneilla pyöritet-täisiinkin. Ohjaussääntöihin lisätään kohta: Käynnistys, jos

67

• ωcmin > 0 ja Pkuorma > 0 ja PΔ ≥ 0 jossa ωcmin on kuvan 4.2 Rajoitus-lohkossa kehäpyörän pyörimisnopeuden ja aurinko-pyörän pyörimisnopeusalueen alarajan perusteella yhtälöä (3-121) käyttäen laskettava planeetankannattimen minimipyörimisnopeus.

Sähkökoneita ei voi käyttää pitkiä aikoja huomattavasti nimellismomenttiaan suu-remmalla momentilla, joten pienillä pyörimisnopeuksilla sähkökoneen MG2 kuormitet-tavuus saattaa rajoittaa kuormalle välitettävää vääntömomenttia, vaikka kuorman teho olisi hyvinkin pieni. Siksi polttomoottori pitää käynnistää tukemaan MG2:ta kehäpyö-rällä vaikuttavan kuormamomentin ylittäessä MG2:n nimellismomentin. Ohjaussääntöi-hin lisätään kohta, joka käynnistää polttomoottorin aina, kun kuormamomentti ylittää kehäpyörälle kytketyn sähkökoneen nimellismomentin, vaikka se saattaakin johtaa jar-ruvastuksen kytkeytymiseen: Käynnistys, jos

• Tkuorma > Tmg2,nim Edellä oleviin sääntöihin pohjautuvan logiikan toteutus lohkokaaviona on kuvassa

4.4. Jotta polttomoottoria ei käynnisteltäisi ja sammuteltaisi turhan usein, on kuormate-hoa ja –momenttia alipäästösuodatettu ennen vertailuja ja niiden vertailut on toteutettu hystereesillä. Myös lohkon ulostulossa on alipäästösuodatus.

Kuva 4.4. Polttomoottorin käynnistys ja sammutus

Sähköisen tehonsiirron häviöiden ja polttomoottorin toimintapisteen mää-ritys

Tietyllä kuorman teholla ja pyörimisnopeudella polttomoottorin pyörimisnopeus vaikut-taa tehon jakautumiseen sähköisen ja mekaanisen siirtoreitin välillä, ja siten järjestel-mässä syntyviin kokonaishäviöihin. Jotta järjestelmän hyötysuhde saataisiin mahdolli-simman hyväksi, pitäisi polttomoottoria käyttää pyörimisnopeudella, joka minimoi jär-jestelmän kokonaishäviöt. [1]

Polttomoottorin hyötysuhde on järjestelmän yksittäisten komponenttien hyötysuh-teista merkittävin. Hyvä lähtökohta häviöiden minimointiin on siten polttomoottorin

68

käyttäminen pyörimisnopeudella, jolla sen hyötysuhde tarvittavalla teholla on parhaim-millaan. Polttomoottorin toimintapisteen siirtäminen sille hieman heikomman hyötysuh-teen tuottavalle alueelle kuitenkin parantaa järjestelmän kokonaishyötysuhdetta, jos toimintapisteen siirron seurauksena sähköisen tehonsiirron häviöt pienenevät enemmän kuin polttomoottorin häviöt kasvavat. [1, 3]

Hetkellinen ero polttomoottorin tuottaman ja kuorman ottaman sekä häviöihin kulu-van tehon välillä katetaan energiavaraston avulla. Energiavaraston varaustilaa hallitaan tehonkorjaustermillä, jolla tarvittaessa kasvatetaan tai vähennetään polttomoottorin te-hoa. Tämä aiheuttaa turhaa energian kierrätystä energiavaraston kautta ja siten häviöitä, kun varastoa vuorotellen ladataan polttomoottorilla ja puretaan kuormaan. Tehonsiirron pitämiseksi mahdollisimman vähäisenä suuntaajien välipiirin ja energiavaraston välillä, pitäisi polttomoottorin keskimääräisen tehon vastata kuorman keskimääräisen tehon ja järjestelmän häviöihin kuluvan tehon summaa mahdollisimman tarkasti ilman tehonkor-jaustermin käyttöä. Jotta polttomoottorin teho-ohje voidaan määrittää kattamaan myös järjestelmän häviöt, pitää häviöitä pystyä arvioimaan järjestelmän hetkellisessä toimin-tapisteessä. [4, 50]

Tässä työssä järjestelmän häviöt ja häviöt minimoiva polttomoottorin toimintapiste määritetään komponenttien hyötysuhdekäyrästöjen perusteella. Polttomoottorin, sähkö-koneiden, ja suuntaajasiltojen hyötysuhdekäyrästöt polttomoottorin toimintapisteen määritystä varten on saatu kyseisten komponenttien malleista. Planeettavaihde on ole-tettu häviöttömäksi. Toimintapisteen määrityksessä välipiirin kondensaattorin häviöiden ja suuntaajien ohjaus- ja tuuletushäviöiden on oletettu olevan kuormituksesta riippumat-tomia vakioita. Laskenta suoritetaan useille kuorman tehon ja pyörimisnopeuden yhdis-telmille ja tulokset tallennetaan taulukkoon, josta polttomoottorin teho ja pyörimisno-peusohjeet luetaan simuloinnin aikana. Vuokaaviomuodossa polttomoottorin toiminta-pisteet määrittävä laskenta on kuvassa 4.5.

Polttomoottorin toimintapisteen määrittäminen tietylle kuorman tehon ja pyörimis-nopeuden yhdistelmälle aloitetaan polttomoottorin huipputehon käyrältä, pisteestä jossa polttomoottorin teho vastaa kuorman tehoa. Seuraavaksi lasketaan polttomoottorilta kyseisessä toimintapisteessä planeettavaihteen kautta aurinko- ja kehäpyörälle välittyvät vääntömomentit, sekä aurinko- ja kehäpyörän pyörimisnopeudet. Näiden perusteella määritetään sähkökoneiden vääntömomentit, tehot ja pyörimisnopeudet kyseisessä toi-mintapisteessä.

Sähkökoneiden teho-, vääntömomentti-, ja pyörimisnopeustietojen perusteella hae-taan sähkökoneiden ja suuntaajasiltojen häviöt niille mallien avulla määritetyistä taulu-koista. Suuntaajien ohjaus- ja jäähdytysteho, sekä välipiirin häviöt on laskennassa ole-tettu vakioiksi ja ne summataan sähkökoneiden ja suuntaajasiltojen häviöihin. Kun säh-köiset häviöt on määritetty ensimmäisen kerran, lisätään saatu häviöteho kuorman te-hoon ja siirrytään takaisin polttomoottorin toimintapisteen määritykseen. Sähköiset hä-viöt lasketaan uudestaan, jonka jälkeen lasketaan polttomoottorin häviöt kyseisessä toi-mintapisteessä polttomoottorin mallille määritetyn hyötysuhdekäyrästön avulla. Planeet-tavaihteen hyötysuhdetta ei ole huomioitu häviöiden laskennassa, kuten ei simulointi-

69

Kuva 4.5. Sähköisen tehonsiirron häviöiden ja polttomoottorin toimintapisteen määritys

70

mallissakaan, joten polttomoottorin ja sähköisten häviöiden summana saadaan järjes-telmän kokonaishäviöt.

Seuraavaksi koitetaan pienenevätkö häviöt jos polttomoottorin nopeutta kasvatetaan. Jos kokonaishäviöiden määritys oli ensimmäinen kyseisellä kuorman nopeuden ja tehon yhdistelmällä, kasvatetaan polttomoottorin nopeutta ja siirrytään takaisin sähköisten häviöiden määritykseen. Kun kokonaishäviöt on laskettu toisen kerran, verrataan hävi-öitä edellisen laskentakierroksen tuottamiin. Jos häviöt pienenivät, kasvatetaan taas polttomoottorin nopeutta ja lasketaan kokonaishäviöt uudelleen. Jos kokonaishäviöt kasvoivat edellisestä laskentakierroksesta, tallennetaan edellisen laskentakierroksen tiedot muistiin.

Sähköisten häviöiden määrä muuttuu sähköisesti siirrettävän tehon muuttuessa polt-tomoottorin pyörimisnopeutta kasvatettaessa, eikä sitä ole tähän asti huomioitu poltto-moottorin teho-ohjeessa. Jos muistiin tallennetun toimintapisteen tuottamat sähköiset häviöt poikkeavat merkittävästi polttomoottorin tehon määrityksessä käytetyistä, siirry-tään takaisin polttomoottorin tehon määritykseen ja aloitetaan laskenta alusta. Jos ero on raja-arvoa pienempi, on polttomoottorin toimintapiste tälle kuorman nopeuden ja tehon yhdistelmälle löydetty. Sama laskenta toistetaan niin monelle kuorman toimintapisteel-le, että lopputuloksena saadaan polttomoottorin ohjaukseen riittävän tiheä ja laaja tau-lukko.

Laskennan tulokset pitävät paikkansa ainoastaan alueella, jolla kuorman tehon ja häviöiden summa on polttomoottorin tehoa pienempi ja MG2:n vääntömomentti kor-keintaan nimellismomenttinsa suuruinen. Polttomoottorin ohjaukseen tämä alue riittää, koska järjestelmää ei voida käyttää tämän alueen ulkopuolella kuin hetkellisesti. Ener-gian talteenoton ja uudelleenkäytön aiheuttamat häviöt jäävät laskennassa kokonaan huomioimatta. Energiansiirron määrä ja taajuus kuorman ja energiavaraston välillä riip-puu kuormitussyklistä, joten sen aiheuttamien häviöiden arvioiminen ilman tietoa kuormitussyklistä on vaikeaa.

71

5. Simulointimalli

Tässä luvussa tarkastellaan aluksi simulointimallin toiminnan kannalta ratkaisevassa asemassa olevia käyrästöjä, sekä mallin tuottamia hyötysuhteita eri komponenteille ja niistä muodostuvaa järjestelmän kokonaishyötysuhdetta eri toimintapisteissä. Tämän jälkeen tarkastellaan mallin toimintaa esimerkkisimulointien avulla.

Simulointimalli vastaa kuvan 4.1 lohkokaaviota ja koostuu edeltävissä luvuissa esi-tellyistä alalohkoista. Mallinnetun dieselmoottorin huipputeho on noin 95 kW ja huip-pumomentti noin 550 Nm. Järjestelmän sähkökoneet ovat nimellisteholtaan 75 kW:n nelinapaisia oikosulkukoneita. Planeettavaihteen perusvälityssuhde on 3:1 ja aurinko-pyörän ja MG1:n välissä on 1:3 välitys, jolla sähkökoneen pyörimisnopeusalue ja vään-tömomentti on sovitettu järjestelmään sopivaksi. Kuorma on kytketty suoraan planeet-tavaihteen kehäpyörälle ja polttomoottori planeetankannattimelle.

Suuntaajien kytkinkomponenttien parametreina on käytetty Semikronin SKM 800GA126D moduulin parametreja ja välipiirin kondensaattorin parametrit ovat EP-COS B43750 alumiinielektrolyyttikondensaattorilta. Energiavarastona mallissa on su-perkondensaattoripaketti, jonka kapasitanssi on 8,3 faradia ja nimellisjännite 486 volt-tia. Varastoa käytetään niin, että sen jännite pyritään aina pitämään 267 voltin yläpuolel-la, jolloin käytettävissä oleva energianvarastointikapasiteetti on 0,190 kWh. Käytännös-sä superkondensaattori tarvitsisi rinnalleen akuston kapasiteettia kasvattamaan, mutta simulointiaikojen lyhentämiseksi se on jätetty mallista pois. Simuloinneissa käytettyjä parametreja on liitteessä.

Mallissa käytetyt parametrit ovat suurelta osin arvioita, eikä komponenttien ominai-suuksia ole mitenkään pyritty optimoimaan käytetyille kuormitussykleille. Simulointien tarkoituksena oli ainoastaan testata mallin toimintaa, eikä niiden pohjalta voi tehdä pää-telmiä jaetuntehon hybridin käyttökelpoisuudesta.

Dieselmoottori

Dieselmoottorin mallissa moottorin hyötysuhde muodostuu termisestä hyötysuhteesta ja mekaanisesta hyötysuhteesta. Termisen hyötysuhteen maksimiarvo saavutetaan täydellä kuormalla ja se luetaan taulukosta pyörimisnopeuden funktiona. Kuormituksen laskiessa terminen hyötysuhde heikkenee. Termisen hyötysuhteen maksimiarvo pyörimisnopeu-den funktiona on kuvassa 5.1a. Moottorin tuottamasta vääntömomentista vähennettävä, mekaanisia häviöitä kuvaava ja yhtälöstä (3-18) saatava häviömomentti pyörimisnopeu-den funktiona on kuvassa 5.1b. Kuvassa 5.1c on mallin tuottama, termisen hyötysuhteen ja mekaanisten häviöiden määräämä kokonaishyötysuhteen maksimiarvo.

72

a) b)

c)

Kuva 5.1. a) Dieselmoottorin mallin terminen hyötysuhde, b) mekaaniset häviöt ja c) edellisten perusteella muodostuva maksimihyötysuhde pyörimisnopeuden funktiona

Suurin polttoainemäärä, joka moottorissa voi työtahdin aikana palaa ja siten tuottaa vääntömomenttia määräytyy täytösasteen mukaan. Dieselmoottorin mallin täytösaste pyörimisnopeuden funktiona on kuvassa 5.2a. Kuvassa 5.2b on termisen hyötysuhteen, mekaanisen hyötysuhteen ja täytösasteen perusteella määräytyvä moottorin mallin tuot-tama maksimimomentti pyörimisnopeuden funktiona, sekä moottorin kokonaishyö-tysuhde pyörimisnopeuden ja kuormituksen funktiona, kun myös hyötysuhteen lasku kuormituksen pienentyessä on huomioitu.

73

a) b)

Kuva 5.2. a) Dieselmoottorin mallin täytösaste. b) Dieselmoottorin mallin tuottama moottorin maksimimomentti ja hyötysuhdekäyrästö

Kuvassa 5.3 on esitetty moottorin mallin tuottama suurin teho ja suurin vääntömomentti pyörimisnopeuden funktiona. Teho on kuvassa yhtenäisellä- ja vääntömomentti katko-viivalla.

Kuva 5.3. Dieselmoottorin mallin tuottama teho ja vääntömomentti pyörimisnopeu-den funktiona

Dieselmoottorin mallissa vaste askelmaiseen momenttiohjeen muutokseen vakio-pyörimisnopeudella määräytyy pääasiassa imusarjan paineen ja paineen nousunopeuden mukaan. Paineen nousunopeus puolestaan määräytyy ahtimen toimintaa kuvaavien käy-rästöjen ja ahtimen hitausmomentin perusteella. Mallissa ahtopaine pysyy 1,9 baarissa tai sen yläpuolella jatkuvasti, kun moottorin pyörimisnopeus on yli 1400 rpm ja teho yli 20 kW, joten suuremmilla pyörimisnopeuksilla ja tehoilla ahtopaine ei siten rajoita momentin nousunopeutta. Mallissa säätöjärjestelmä on toteutettu siten, että polttomoot-toria pyritään käyttämään aina suhteellisen suurella kuormituksella, joten ahtopaineen

74

laskun aiheuttama viive kevyesti kuormitettuna ja pienillä pyörimisnopeuksilla näkyy lähinnä polttomoottorin käynnistyksen yhteydessä. Ahtopaineen ollessa ylärajallaan momentinmuutoksen viive polttomoottorin mallissa tulee yhtälöstä (3-14) ja on puolik-kaan kampiakselin kierroksen luokkaa, eli käyntinopeudesta riippuen noin 15 – 30 mil-lisekuntia.

Kuvassa 5.4a on polttomoottorin vääntömomenttiohje ja vääntömomentti. Moment-tiohje on kuvassa katko- ja momentti yhtenäisellä viivalla. Vääntömomenttiohje oli 200 Nm simuloinnin alusta 15 sekuntiin asti, jolloin se nostettiin 500 Nm:iin. Polttomootto-rin pyörimisnopeus kasvatettiin nollasta 1200 kierrokseen minuutissa simuloinnin alusta alkaen rampilla, jonka nousunopeus oli 50 rad/s. Polttomoottori käynnistyy, kun kulma-nopeus on 70 rad/s, eli noin 670 kierrosta minuutissa. Moottorin pyörimisnopeus on kuvassa 5.4b. Ahtimen pyörimisnopeus ja imusarjan paine simuloinnin ajalta on kuvissa 5.5a ja 5.5b.

a) b)

Kuva 5.4. a) Polttomoottorin momentti ja momenttiohje, b) pyörimisnopeus,

a) b)

Kuva 5.5. a) Ahtimen pyörimisnopeus, b) imusarjan paine

Kuvassa 5.6 oleva työtahdin alussa sylinteriin ruiskutetun polttoainemäärän kuvaaja noudattaa vääntömomentin kuvaajan käyrämuotoa. Piikki polttoainemäärässä ennen

75

kahta sekuntia johtuu moottorin hyötysuhteen paranemisesta pyörimisnopeuden kasva-essa, minkä seurauksena ruiskutusmäärä vakiomomentilla pienenee.

Kuva 5.6. Polttoaineen ruiskutusmäärä

Oikosulkukoneet ja suuntaajat

Oikosulkumoottorin mallin tuottama hyötysuhdekäyrästö on kuvassa 5.7a ja suuntaaja-sillan hyötysuhdekäyrästö kuvassa 5.7b. Suuntaajasillan ja moottorin yhdistetyksi hyö-tysuhteeksi tulee kuvassa 5.8 oleva käyrästö. Mallin tuottamien hyötysuhteiden määri-tyksessä moottorin toiminta-alue on käyty läpi kasvattamalla moottorin pyörimisnopeut-ta ja vääntömomenttia portaittain. Oikosulkukoneen ottama teho on laskettu staattorivir-ran ja suuntaajan tuottaman jännitteen avulla. Moottorin tuottama mekaaninen teho on laskettu vääntömomentista ja pyörimisnopeudesta. Kunkin portaan kohdalla Tehoja on integroitu 0.1 sekunnin ajalta pyörimisnopeuden ja vääntömomentin tasaannuttua. In-tegrointi vastaa tässä alipäästösuodatusta ja hyötysuhde on laskettu integroinnin loppu-hetkellä saatavista energioista. Suuntaajan häviöt on laskettu staattorivirran, vakioksi oletetun välipiirin jännitteen ja jänniteohjeen avulla samalla tavalla kuin ne simulointi-mallissakin lasketaan.

76

a) b)

Kuva 5.7. a) Oikosulkumoottorin ja b) suuntaajasillan hyötysuhdekäyrästöt

Kuva 5.8. Oikosulkumoottorin ja suuntaajasillan yhdistetty hyötysuhde.

Kuvissa 5.9 ja 5.10 on suuntaajan ja oikosulkukoneen muodostaman järjestelmän vaste kuormamomentin ja pyörimisnopeusohjeen muutostilanteissa. Oikosulkukoneen nopeusohje on kuvassa 5.9 katkoviivalla ja nopeus yhtenäisellä viivalla. Nopeusohje kasvatettiin sekunnin kohdalla nollasta 150 radiaaniin sekunnissa ja laskettiin kahden sekunnin kohdalla -100 radiaaniin sekunnissa. Kuormamomentti kasvatettiin ajanhetkel-lä 0.5 sekuntia nollasta nimelliseen, jossa se pidettiin simuloinnin loppuun asti. Kuvassa 5.10a on kuormamomentti yhtenäisellä viivalla ja oikosulkukoneen vääntömomentti katkoviivalla. Kuvassa 5.10b on oikosulkukoneen mallin ja kuorman momentit aikavä-lillä 0,498 – 0,526 sekuntia. Kuvasta nähdään että mallissa oikosulkukoneen momentti saavuttaa kuormamomentin noin 2,5 millisekuntia kuorman muutoksen jälkeen, joten mallissa oikosulkukoneen vaste momentin muutoksiin on huomattavasti dieselmoottoria nopeampi. Oikosulkukoneen momentin asettumisaika on noin 15 millisekuntia.

77

Kuva 5.9. Oikosulkukoneen vaste nopeusohjeen muutokseen

a) b)

Kuva 5.10. Oikosulkukoneen vaste kuormamomentin muutokseen

Muodostetun mallin kokonaishyötysuhde

Edellä olevia hyötysuhdekäyrästöjä apuna käyttäen laskettu järjestelmän kokonaishyö-tysuhde polttoaineesta kuormalle kuorman nopeuden ja tehon funktiona on kuvassa 5.11. Kuvassa olevat punaiset käyrät rajaavat alueen, jolla jatkuvassa tilassa energiava-rastosta ei oteta tehoa ja sähkökoneiden vääntömomentit ovat nimellismomentin suurui-set tai sitä pienemmät. Ylhäällä aluetta rajoittaa kuorman tehon ja häviöiden summan kasvaminen polttomoottorin tehon ylärajana olevaa 96 kilowattia suuremmaksi. Va-semmalla rajoittavana tekijänä on sähkökoneen MG2 momentin kasvaminen nimellistä suuremmaksi. Tämän alueen ulkopuolella hyötysuhteen laskennan antamat tulokset ei-vät enää pidä paikkaansa. Laskennassa välipiirin kondensaattorin häviöt sekä suuntaaji-en ohjaus ja tuuletushäviöt on oletettu vakioksi ja yhteensä 500 watin suuruisiksi.

78

Kuva 5.11. Järjestelmän kokonaishyötysuhde

Mallissa dieselmoottorin teho- ja nopeusohjeet luetaan taulukoista, joiden arvot on määritetty järjestelmän kokonaishyötysuhteen laskennan yhteydessä. Polttoainemäärän ohjearvo määritetään teho-ohjeen ja kuorman pyörimisnopeuden sekä dieselmoottorin hyötysuhdekäyrästön perusteella. Mallissa käytetyillä parametreilla polttomoottorin optimaalinen toimintapiste löytyy aina kuvassa 5.3 esitetyltä moottorin huipputehon käyrältä. Huipputehon käyrältä poiketaan ainoastaan, kun aurinkopyörälle kytketyn säh-kökoneen pyörimisnopeusalueen rajat tulevat vastaan, tai teho-ohje on alle 52 kilowat-tia.

Simulointi 1

Tässä simuloinnissa portaittain muuttuvaa kuormaa ajettiin muuttuvalla nopeusohjeella. Kuvassa 5.12 on kuorman, polttomoottorin ja sähkökoneiden vääntömomentit sekä pla-neettavaihteen akseleiden kulmanopeudet ja nopeusohjeet simuloinnin ajalta. Kuvassa 5.13 on kuorman, polttomoottorin, sähkökoneiden ja superkondensaattorin tehot. Polt-tomoottorin ja kuorman tehojen kanssa samoissa kuvissa on lisäksi polttomoottorin te-ho-ohje. Kuvassa 5.13 on myös välipiirin ja superkondensaattorin jännitteet, tehonkor-jaustermin käyttöönottoa ja polttomoottorin käynnistämistä ohjaavat signaalit, sekä jar-ruvastuksen virta. Ohjearvot ovat kuvissa sinisellä. Tietokoneen muistin rajallisen mää-rän takia simulointitulosten näytteistysaikaa piti rajoittaa, minkä vuoksi välipiirin ja superkondensaattorin jännitteitä, superkondensaattorin tehoa sekä jarruvastuksen virtaa on suodatettu alipäästösuotimella jonka rajataajuus oli yksi millisekunti.

79

0 20 40 60 80-200

0200400600

Vääntömomentit

t [s]

T kuor

ma [N

m] 300

0 20 40 60 800

200

400

600

t [s]

T Dies

el [N

m]

0 20 40 60 80

-500

0

500

t [s]

T MG

2 [Nm

]

0 20 40 60 80-600-400-200

0200

t [s]

T MG

1 [Nm

]

0 20 40 60 800

100

200

Kulmanopeudet

t [s]

wr [r

ad/s

]

0 20 40 60 800

100

200

t [s]

wc [r

ad/s

]

0 20 40 60 80-500

0

500

t [s]

ws [r

ad/s

]

Kuva 5.12. a) Kuorman vääntömomentti, b) polttomoottorin vääntömomentti, c) MG2:n vääntömomentti d) MG1:n vääntömomentti e) kuorman ja kehäpyörän kul-manopeus ja kulmanopeusohje, f) polttomoottorin ja planeetankannattimen kulmanopeus ja kulmanopeusohje g) aurinkopyörän kulmanopeus ja kulma-nopeusohje.

Kuorman nopeusohje nostettiin nollasta 50 radiaaniin sekunnissa ajanhetkellä yksi sekunti (kuva e). Kuorman vääntömomentti nostettiin nollasta 500 Nm:n kahden sekun-nin kohdalla (kuva a). Noin 5.7 sekunnin kohdalla polttomoottorin pyörimisnopeus al-kaa kasvaa MG1:n ajamana (kuva f). Polttomoottori käynnistyy kun sen pyörimisnope-us nousee 70 radiaaniin sekunnissa, jolloin se alkaa tuottaa vääntömomenttia (kuva b). Samalla MG2:n momentti (kuva c) laskee ja MG1 alkaa jarruttaa aurinkopyörää, jolloin sen momentti (kuva d) menee negatiiviseksi.

Kolmenkymmenen sekunnin kohdalla kuormamomentti muutetaan negatiiviseksi, jolloin myös MG2:n momentin suunta muuttuu ja polttomoottorin momentti ja pyöri-misnopeus lähtevät laskemaan kohti nollaa. Hetkellä 40 sekuntia kuorman momentti

80

muutetaan takaisin +500 Nm:n, jonka jälkeen pienellä viiveellä polttomoottorin mo-mentti lähtee kasvamaan.

Noin 51 sekunnin kohdalla MG2:n tehoa aletaan rajoittaa superkondensaattorin jän-nitteen laskun pysäyttämiseksi. Järjestelmä ei enää pysty vastaamaan kuorman tehon-tarpeeseen ja kuorman nopeus laskee noin 150 radiaaniin sekunnissa. Hetkellä 70 se-kuntia kuorman momentti ja kehäpyörän nopeusohje lasketaan askelmaisesti nollaan. Kehäpyörän nopeuden laskiessa aurinkopyörän nopeus (kuva g) nousee ylärajalleen. Polttomoottorin pyörimisnopeutta täytyy pienentää, jotta aurinkopyörän nopeus ei kas-vaisi raja-arvoaan suuremmaksi. Noin 73 sekunnin kohdalla polttomoottorin teho- ohje alkaa laskea, jonka jälkeen polttomoottorin nopeuskin vähän laskee. Polttomoottorin nopeuden laskiessa myös MG1:n nopeus laskee ylärajaltaan vähän alemmas.

81

0 20 40 60 80

0

50

100

Tehot

t [s]

Pku

orm

a [kW

] 660

0 20 40 60 800

50

100

t [s]

PDi

esel

[kW

]

0 20 40 60 80-100

0

100

t [s]

PM

G2 [k

W]

0 20 40 60 80-80-60-40-20

020

t [s]

PM

G1 [k

W]

0 20 40 60 80-100

0

100

t [s]

PUC

[kW

]

0 20 40 60 80580

600

620

640

Jännitteet, ohjauksia ja jarrun virta

t [s]

Udc

[V]

0 20 40 60 80

200

300

400

t [s]

Uuc

[V]

0 20 40 60 800

0.5

1

t [s]

Teho

nkor

jaus

0 20 40 60 800

0.5

1

t [s]

Käy

nnis

tys

0 20 40 60 800

20

40

60

80

t [s]

i jarr

u

Kuva 5.13. a) Kuormateho ja polttomoottorin teho-ohje, b) Polttomoottorin teho ja te-ho-ohje, c) MG2:n teho, d) MG1:n teho e) superkondensaattorin teho, f) vä-lipiirin jännite, g) superkondensaattorin jännite, h) tehonkorjaustermin käyt-töönotto, i) dieselmoottorin käynnistämistä ohjaava signaali ja j) jarruvas-tuksen virta.

Polttomoottorin teho-ohjeen määrittämiseksi kuorman tehoa arvioidaan mallissa sähkökoneiden virtojen ja planeettavaihteen akseleiden pyörimisnopeuksien perusteella. Simuloinnissa tätä arviota suodatettiin alipäästösuotimella, jonka aikavakio oli yksi se-kunti, ennen kuin sen perusteella määritettiin polttomoottorin teho- ja nopeusohjeet. Myös polttomoottorin käynnistyslogiikassa on alipäästösuodatuksia, jotka viivästyttävät

82

polttomoottorin käynnistystä ja sammutusta. Polttomoottorin pyörimisnopeutta aletaan kasvattaa, kun käynnistys-signaali ylittää arvon 0.5 (kuva i). Se tapahtuu noin 5.7 se-kunnin kohdalla.

Kymmenen sekunnin kohdalla kuorman teho alkaa kasvaa (kuva a), ja polttomootto-rin teho ohje seuraa sen kasvua lähes välittömästi. Alipäästösuodatuksesta johtuen polt-tomoottorin teho-ohje pysyy kuitenkin kahteenkymmeneen sekuntiin asti hieman tehon-tarvetta pienempänä, joten superkondensaattoria puretaan ja sen jännite laskee (kuva g). Vähän kahdenkymmenen sekunnin jälkeen polttomoottorin teho saavuttaa järjestelmän tehontarpeen. Superkondensaattorista otettava teho menee nollaan (kuva e) ja superkon-densaattorin jännitteen lasku pysähtyy.

Kuormatehon muuttuessa kolmenkymmenen sekunnin kohdalla negatiiviseksi su-perkondensaattori alkaa ottaa vastaan energiaa ja sen jännite lähtee kasvamaan. Askel-mainen muutos superkondensaattorin jännitteessä johtuu kondensaattorin mallissa ole-vasta sarjaresistanssista, jonka yli olevan jännitteen suunta muuttuu virran suunnan vaihtuessa. Polttomoottorin teho-ohje alkaa laskea ja polttomoottori pysäytetään noin 33 sekunnin kohdalla, kun käynnistyssignaali laskee arvon 0.5 alapuolelle.

Hetkellä 40 sekuntia kuorman nopeusohjetta aletaan uudestaan kasvattaa 10 radiaa-nia sekunnissa nousevalla rampilla. Polttomoottorin teho-ohje seuraa kuormatehoa sel-vällä viiveellä ja käynnistyksen jälkeen polttomoottorin teho (kuva b) saavuttaa ohjeen-sa noin 44 sekunnin kohdalla. Noin 46 sekunnin kohdalla polttomoottorin teho saavut-taa ylärajansa, vaikka teho-ohje on edelleen kuormatehoa pienempi. Superkondensaatto-rin jännite on laskenut hetkestä 40 sekuntia alkaen ja tehonkorjaustermi (kuva h) akti-voituu 48 sekunnin kohdalla. Sillä ei kuitenkaan nyt ole vaikutusta mihinkään, koska polttomoottorin teho on jo valmiiksi ylärajallaan. Superkondensaattorin jännite jatkaa laskuaan ja noin 51 sekunnin kohdalla MG2:n tehoa (kuva c) aletaan rajoittaa jännitteen laskun pysäyttämiseksi. Polttomoottorin teho- ohje pidetään edelleen ylärajallaan ja superkondensaattorin jännite lähtee kasvamaan kuormatehon laskiessa polttomoottorin tehoa pienemmäksi.

Hetkellä 70 sekuntia säätöjärjestelmä ei toimi kovin hyvin. Kun kuormateho putoaa askelmaisesti nollaan, sähkökoneiden tehoihin (kuvat d ja e) tulee transientti, joka aihe-uttaa välipiirin jännitteen (kuva f) nopean nousun ja jarruvastuksen kytkeytymisen (ku-va j). Rajoitettaessa polttomoottorin nopeutta, jotta aurinkopyörälle kytketyn sähköko-neen nopeus ei nousisi ylärajaansa korkeammaksi, ei polttomoottori enää pysty toteut-tamaan teho-ohjettaan. Noin 73 sekunnin kohdalla teho-ohje alkaa laskea ja sen jälkeen polttomoottorin teho taas seuraa ohjettaan. Noin 77 sekunnin kohdalla superkondensaat-torin varaus on noussut 75 prosenttiin maksimista ja tehonkorjaustermi laskee nollaan.

Simulointi 2

Tässä simuloinnissa oli kuormana erään metsätyökoneen prosessin tehosykli. Kuorman-pyörimisnopeusohjeena pidettiin koko syklin ajan 1400 kierrosta minuutissa, eli 146,6 rad/s. Polttomoottorin sammutus oli simuloinnissa pois käytöstä ja polttomoottorin te-

83

hon alaraja oli rajoitettu 30 kilowattiin. Polttomoottorin teho-ohje muodostettiin suodat-tamalla sähkökoneiden momenttien perusteella laskettua kuormatehoa alipäästösuoti-mella, jonka aikavakio oli 10 sekuntia. Energiavarastona toimivan superkondensaattorin kapasitanssi oli tässä simuloinnissa 16,5 faradia, jolla saadaan 0,38 kWh:n energianva-rastointikapasiteetti, kun jännite pyritään aina pitämään 267 voltin yläpuolella. Simu-lointituloksia on kuvissa 5.12 – 5.15. Kulmanopeuksien, sekä polttomoottorin tehon ohjearvot ovat vastaavissa kuvissa sinisellä käyrällä, vaikka ne eivät varsinkaan planee-tankannattimen ja aurinkopyörän kulmanopeuksien kuvaajissa juurikaan näy toteutu-neen nopeuden alta.

0 50 100 150 200 250 3000

50

100

150Tehot

t [s]

Pku

orm

a [kW

]

0 50 100 150 200 250 3000

50

100

t [s]

PDi

esel

[kW

]

0 50 100 150 200 250 300-50

0

50

100

t [s]

PM

G2 [k

W]

0 50 100 150 200 250 300-60

-40

-20

020

t [s]

PM

G1 [k

W]

0 50 100 150 200 250 300-100

0

100

t [s]

PUC

[kW

]

Kuva 5.14. a) Kuorman, b) polttomoottorin, c) kehäpyörälle kytketyn sähkökoneen, d) aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen ja e) superkondensaattorin tehot

84

Kuvassa 5.14 on kuorman ja järjestelmän osien tehot. Polttomoottorin teho ohje on piir-retty myös kuormatehon kuvaajaan (kuva a). Se seurailee kuormatehon keskiarvoa, ja polttomoottori toteuttaa teho-ohjeensa hyvin (kuva b). MG2:lla tuotetaan kuormatehon nopeasti vaihteleva osa (kuva c), MG1:n tehon (kuva d) pysyessä huomattavasti tasai-sempana. Superkondensaattorin teho (kuva e) vaihtelee lähes samaan tahtiin kuormate-hon kanssa, mutta sen keskiarvo syklin ajalta on lähellä nollaa.

0 50 100 150 200 250 300120

140

160Kulmanopeudet

t [s]

wr [r

ad/s

]

0 50 100 150 200 250 300

100

150

200

t [s]

wc [r

ad/s

]

0 50 100 150 200 250 300

0

200

400

t [s]

ws [r

ad/s

]

Kuva 5.15. a) Kehäpyörän, b) planeetankannattimen ja c) aurinkopyörän kulmanopeu-det

Järjestelmän kulmanopeudet ja nopeusohjeet ovat kuvassa 5.15. Kuorman pyörimisno-peus pysyy melko hyvin ohjearvossaan (kuva a). Myös planeetankannattimen (kuva b) ja aurinkopyörän (kuva c) nopeudet seuraavat ohjearvoaan hyvin. Polttomoottorin pyö-rimisnopeus vaihtelee tehontarpeen mukaan ja aurinkopyörän pyörimisnopeuden käy-rämuoto vastaa polttomoottorin nopeuden käyrämuotoa. Polttomoottorin pyörimisno-peuden nousu 196 radiaaniin sekunnissa hieman ennen ajanhetkeä 200 sekuntia johtuu tehonkorjaustermin kytkeytymisestä.

85

0 50 100 150 200 250 3000

500

1000

Vääntömomentit

t [s]

T kuor

ma [N

m]

0 50 100 150 200 250 3000

200

400

600

t [s]

T Dies

el [N

m]

0 50 100 150 200 250 300-400-200

0200400600800

t [s]

T MG

2 [Nm

]

0 50 100 150 200 250 300-800

-600

-400

-2000

t [s]

T MG

1 [Nm

]

Kuva 5.16. a) Kuorman, b) polttomoottorin, c) kehäpyörälle kytketyn sähkökoneen ja d) aurinkopyörälle kytketyn sähkökoneen vääntömomentit.

Vääntömomentit ovat kuvassa 5.16. Polttomoottorin vääntömomentti (kuva b) pysyy suhteellisen tasaisena ja vaihtelee lähinnä pyörimisnopeuden muutoksista johtuen. Säh-kökone MG2 vastaa kuormamomentin nopeisiin muutoksiin, joten sen momentin käy-rämuoto (kuva c) vastaa kuormamomentin käyrämuotoa (kuva a). MG1:n momentissa (kuva d) näkyy matalampitaajuinen osa joka vastaa polttomoottorilta planeettavaihteen aurinkopyörälle välittyvää momenttia sekä polttomoottorin pyörimisnopeuden muutok-siin tarvittavaa momenttia. Korkeampitaajuinen osa MG1:n momentissa aiheutuu siitä, että säätöjärjestelmä pyrkii pitämään polttomoottorin momentin ohjearvossaan kehäpyö-rän nopeuden hieman heiluessa kuormamomentin vaihdellessa.

86

0 50 100 150 200 250 300560

580

600

620640

Jännitteet ja dieselin tehonkorjaustermin kytkeytyminen

t [s]

Udc

[V]

0 50 100 150 200 250 300250

300

350

400

450

t [s]

Uuc

[V]

0 50 100 150 200 250 300-1

0

1

t [s]

Teho

nkor

jaus

Kuva 5.17. a) Välipiirin jännite b) superkondensaattorin jännite ja c) tehonkorjauster-

min käyttöönotto

Kuvassa 5.17 on välipiirin jännite, superkondensaattorin jännite ja tehonkorjaustermi. Välipiirin jännite (kuva a) pysyy melko hyvin ohjearvossaan. Superkondensaattorin jännite (kuva b) vaihtelee varaustilan mukaan. Dieselin tehonkorjaustermi (kuva c) kyt-keytyy, kun superkondensaattorin jännite laskee alle 267 voltin. Korjaustermin noustes-sa dieselin teho-ohjetta kasvatetaan 20 kilowatilla jolloin superkondensaattorin jännite lähtee nousemaan. Tehonkorjaustermi menee nollaan, kun jännite ylittää 421 volttia. Jarruvastus ei simuloinnin aikana kytkeytynyt välipiiriin, eikä superkondensaattorin jännite laskenut niin alas, että MG2:n tehoa olisi pitänyt rajoittaa.

Integroimalla kuorman ja polttomoottorin tehoja saadaan kuorman järjestelmästä ot-tama ja polttomoottorin järjestelmään tuottama mekaaninen energia. Superkondensaat-torin varaustilan muutos voidaan laskea sen napajännitteestä. Simuloinnin aikana kuor-maan syötetään 18,9 MJ energiaa. Polttomoottori tuottaa 21,1 MJ ja superkondensaatto-rin varaustila laskee 0.12 MJ. Näistä luvuista voidaan laskea tehonsiirron ja energianva-rastoinnin hyötysuhteeksi simuloinnin ajalle 89,2 %. Hyötysuhteen laskennassa tosin jäi huomioimatta häviöt, jotka syntyvät varastoitaessa syklin aikana superkondensaattorista otettu 120 kJ sinne takaisin, kuten myös järjestelmän hitausmomentteihin varastoitunut noin 24 kJ:n energiamäärä.

87

6. Yhteenveto

Jaetuntehon hybridi on perusrakenteeltaan suhteellisen yksinkertainen järjestelmä, jonka toimiva ja tarkoituksenmukainen ohjaus vaatii kuitenkin monimutkaisen ja hyvin virite-tyn säätöjärjestelmän. Komponenttien mitoitus ja valinta jaetuntehon hybridinjärjestel-mään on monimutkainen tehtävä, joka on tehtävä kokonaisuutena. Se edellyttää huolel-lista paneutumista komponenttien toiminta-alueisiin erilaisia voimansiirron välityssuh-teita käytettäessä, sekä erilaisten komponenttivaihtoehtojen ja kuorman ominaisuuksiin tutustumista. Liikkuvien koneiden tapauksessa myös voimansiirtojärjestelmän rakenne sekä komponenttien mitat, paino ja sijoitusmahdollisuudet asettavat rajoituksia kompo-nenttivalinnalle. Jaetuntehon hybridin hyötysuhteen kannalta sähköisen tehonsiirron ja energiavaraston komponenttien hyötysuhteet ovat kriittisessä asemassa. Sähköteho kier-tää aina useiden komponenttien kautta, joten sähköisen tehonsiirron häviöt kasvavat nopeasti komponenttien hyötysuhteen heikentyessä. Toisaalta jaetuntehon hybridi antaa erinomaiset mahdollisuudet polttomoottorin käyttämiseen kapealla kierroslukualueella ja siten polttomoottorin hyötysuhteen optimointiin. Se sopii käytettäväksi erityisesti käytöissä, joissa tarvitaan laajaa, portaatonta nopeudensäätöaluetta ja joissa kuormitus on katkonaista.

Tässä työssä mallinnetut sähkökoneet ovat itsetuuletteisia. Ratkaisu soveltuu kui-tenkin huonosti todelliseen järjestelmään, koska varsinkin planeettavaihteen aurinko-pyörälle kytketty sähkökone saattaa joutua toimimaan pitkiä aikoja hyvin pienellä pyö-rimisnopeudella, jolloin jäähdytys jää puutteelliseksi. Koneiden jäähdytystarve riippuu voimakkaasti ympäristöolosuhteista, jotka työkonekäytössä saattavat vaihdella hyvinkin paljon. Siten koneiden jäähdytystä olisi järkevämpää säätää koneiden todellisen käyttö-lämpötilan mukaan, jolloin myös jäähdytykseen kuluva teho vähenisi. Polttomoottorin jäähdytysneste on suuntaajien jäähdytykseen liian kuumaa, mutta sähkökoneiden ja suuntaajien nestejäähdytys erillisellä jäähdytyspiirillä olisi harkinnan arvoinen vaihtoeh-to. Nestejäähdytyksellä moottorien ja suuntaajien tilantarvetta voitaisiin vähentää huo-mattavasti. Myös huolto helpottuisi, kun pölyä keräävien jäähdytyselementtien määrä vähenisi. Mallissa käytettäviksi sähkökoneiksi valittiin käytettävissä olevien moottori-parametrien takia sekä aurinko, että kehäpyörälle samanlaiset 75 kW:n nelinapaiset oi-kosulkumoottorit. Laajan vakiotehoalueen ansiosta oikosulkumoottori sopiikin hyvin esimerkiksi ajoneuvokäytössä kuorman akselilla käytettäväksi. Hyvän hyötysuhteen ja korkean tehotiheyden, sekä alhaisten roottorihäviöiden ansiosta aurinkopyörällä käytet-täväksi koneeksi sopisi erittäin hyvin myös kestomagneettimoottori. Oikosulkumootto-rin laajaa kentänheikennysaluetta ei myöskään päästä aurinkopyörällä hyödyntämään, koska sinne kytketyn koneen pitää pystyä tuottamaan nimellismomenttinsa koko pyöri-

88

misnopeusalueella. Oli aurinkopyörälle kytketyn koneen tyyppi mikä tahansa, se kan-nattaisi joka tapauksessa pyrkiä mitoittamaan siten, että aurinkopyörän ja sähkökoneen välissä ei tarvittaisi ylimääräistä vaihdetta. Nimellisnopeudeltaan suurempi ja nimellis-momentiltaan pienempi kone olisi myös kooltaan ja painoltaan pienempi.

Mallia muodostettaessa ei sen käyttökohteesta taikka kuormasta vielä ollut tietoa, vaan tavoitteena oli tehdä yleiskäyttöinen jaetuntehon hybridin malli. Siksi välityssuh-teiden ja sähkökoneiden tyypin valintaan ei suuremmin panostettu. Samasta syystä malli tuskin parametriensa taikka ohjausjärjestelmänsä puolesta sellaisenaan sopii suoraan minkään todellisen järjestelmän malliksi. Mallista on kuitenkin pyritty tekemään sellai-nen, että parametrien muuttaminen, komponenttien vaihtaminen ja mallin tarkentaminen olisi helppoa, joten se soveltuu hyvin pohjaksi mitoitukseltaan toisenlaisten jaetuntehon hybridijärjestelmien malleille.

89

Lähteet

[1] Liu, J., Peng, H. Control Optimization for a Power-Split Hybrid Vehicle. Pro-ceedings of the 2006 American Control Conference, Minneapolis, Minnesota, USA, 14-16 June, 2006. 2006, IEEE. s. 466-471.

[2] Liu, J., Peng, H., Filipi, Z. Modeling and Analysis of the Toyota Hybrid System.

Proceedings of the 2005 IEEE/ASME International Conference on Advanced In-telligent Mechatronics, Monterey, California, USA, 24-28 July, 2005. 2005, IEEE. s. 134-139.

[3] Gao, Y., Ehsani, M. A Torque and Speed Coupling Hybrid Drivetrain – Archi-

tecture, Control, and Simulation. IEEE Transaction on Power Electronics, Vol. 21 (2006) No. 3. s. 741-748.

[4] Kimura, A., Abe, T., Sasaki, S. Drive force control of a parallel-series hybrid

system. JSAE Review 20, 1999. Elsevier Science B.V. s. 337-341. [5] Miller, J.M., Everett, M. An assessment of ultra-capacitors as the power cache in

toyota THS-II, GM-Allision AHS-2 and Ford FHS hybrid propulsion systems. Applied Power Electronics Conference and Exposition, 6-10 March, 2005. Vol. 1, s. 481-490.

[6] Liao, Y.G., Hou, W.W. Experimental and analytical evaluation of planetary

gear trains with different multiple pinion carrier arrangements. International Journal of Vehicle System Modelling and Testing 2006, Vol 1, no. 4, s. 301-311

[7] Zebrowski, J., Zebrowski. Z. Analysis of the Planetary Gear of Ravigneaux

Type and its Application in Agricultural Tractors. Teka-Archives of the Com-mission of Formation of Motorization and Power Industry in Agricultural VII. Oddzial w Lublinie, Poland 2007, Polska Akademia Nauk, s. 310-320.

[8] Laurikko, J. Uudet ajoneuvotekniikat – kehitysseuranta. Nobell, S., Mobile2-

teknologiaohjelman vuosikirja 2002. Suomi 2003, VTT, s. 143-160.

90

[9] Haapala, H. Työkoneiden sähköiset energianvarastointijärjestelmät. Kandidaa-tintyö. Tampere 2008. Tampereen teknillinen yliopisto, Automaatiotekniikan koulutusohjelma. 33 s.

[10] Ehnsani, M., Gao Y., Gay, S. Characterization of electric motor drives for tracti-

on applications. IECON ‘03, The 29th Annual Conference of the IEEE, 2-6 No-vember 2003. 2003, Industrial Electronics Society, s. 891-896.

[11] Salo, M. Sähkömoottorikäytöt. Tampere 2004, Tampereen teknillinen yliopisto.

Luentomoniste. [12] Staunton, R.H., Ayers, C.W., Marlino, L.D., Chiasson, J.N., Burress, T.A.

Evaluation of 2004 Toyota Prius Hybrid Electric Drive System. USA 2006, Oak Ridge National Laboratory, ORNL/TM-2006/423. 86 s.

[13] Eerola, O. Polttomoottorit 1. Toinen painos. Jyväskylä 1976, Gummerus. 399 s. [14] Guzzela, L., Amstutz, A. Control of Diesel Engines. Control System Magazine,

Vol. 18 (1998) no. 5, s. 53-71. [15] Honeywell International, Turbo Tech 101, Turbo Tech 103 ja Diesel Tech.

[WWW]. [Viitattu 18.2.2009]. Saatavissa: http://www.turbobygarrett.com. [16] AGCO Sisu Power, 4-Cylinder Diesel Engine –esite. [WWW]. [Viitattu

18.2.2009]. Saatavissa: http://www.agcosisupower.com. [17] Ajav, E.A., Singh, B., Bhattacharya, T.K. Experimental study of some perform-

ance parameters of a constant speed stationary diesel engine using ethanol-diesel blends as fuel. Biomass and Bioenergy, Vol. 17, no. 4 1999. Elsevier science B.V. s. 357-365.

[18] Scania Engines, Technical specifications. [WWW]. [Viitattu 18.2.2009]. Saata-

vissa: http://www.scania.com/products/engines/technical_specifications. [19] Song, Q., Grigoriadis, K.M. Diesel Engine Speed regulation Using Linear Pa-

rameter Varying Control. Proceedings of the American Control Conference, Denver, Colorado, USA, 4-6 June 2003. 2003 IEEE. s. 779-784.

[20] Powell, J.D., Fekete, N.P., Chang, C-H. Observer-Based Air-Fuel Ratio Control.

Control System Magazine, Vol. 18 (1998) no. 5, s. 72-83.

91

[21] Mrdjan Jankovic, Miroslava Jankovic, Ilya Kolmanovsky. Constructive Lyapunov Control Design for Turbocharged Diesel engines. IEEE Transactions on Control Systems Technology, Vol 8 (2000) no. 2. s. 288-299

[22] Ashok, M.P., Saravanan, C.G. Role of Hydrogen Peroxide in a selected Emulsi-

fied Fuel ratio and Comparing It to Diesel Fuel. Energy & Fuels, 2008, 22, Washington, USA, The American Chemical Society. s. 2099-2103.

[23] Al-Hassan M.I., Al-Momany, M., The Effects of Iso-Butanol-Diesel Blends on

Engine Performance. Transport. Vilnius: Technika, Vol. 23 (2008), No. 4 , Vil-nius Gediminas Technical University and Lithuanian Academy of Sciences. s. 306-310.

[24] Shihadeh, A., Hochgreb, S., Diesel Engine Combustion of Biomass Pyrolysis

Oils. Energy & Fuels, 2000, 14, Washington, USA, The American Chemical So-ciety. 260-274

[25] Professional Mechanics Online website. [WWW]. [Viitattu 15.5.2009].

Saatavissa: www.2carpros.com [26] Krannila, M., Termodynamiikka. Toinen painos. Tampere 1980, Tampereen

Pikakopio Oy, 206 s. [27] Jung, M., Mean-Value Modelling and Robust Control of the Airpath of a Turbo-

charged Diesel Engine. The degree of Doctor of Philosophy. Cambridge, United Kingdom 2003, University of Cambridge, Department of Engineering. 168 s.

[28] Alt-Control Oy, Turbotec. [WWW]. [Viitattu 15.5.2009]. Saatavissa:

www.turbotec.com [29] Malinen, J., Induktiomoottorin hyötysuhde verkko- ja taajuusmuuttajasyötössä.

Diplomityö. Lappeenranta 2005, Lappeenrannan teknillinen yliopisto, Säh-kötekniikka. 86 s.

[30] Boldea, I., Nasar, S.A. The Induction Machine Handbook. CRC Press. Verk-

kokirja, [Viitattu 18.2.2009] [31] Parviainen, A., Pyörivän magneettivuon aiheuttamien tehohäviöiden mittaus

sähköteräslevystä. Diplomityö. Lappeenranta 2000, Lappeenrannan teknillinen korkeakoulu, Energiatekniikan osasto. 113 s.

[32] Sousa, G.C.D., Bose, B.K., Cleland, J., Spiegel, R.J., Chappell, P.J. Loss Mode-

ling of Converter Induction Machine System for Variable Speed Drive. Proceed-ings of the 1992 International Conference on Industrial Electronics, Control, In-

92

strumentation, and Automation, San Diego, California, USA, 9-13 November 1992. 1992 IEEE. s. 114-120.

[33] Mohan, N., Undeland, T.M., Robbins, W.P. Power Electronics, Converters, Ap-

plications, and Design. Third edition. USA 2003. John Wiley & Sons, Inc. 801 s. [34] Salo, M., Sähkökäyttöjen ohjaustekniikka. Tampereen teknillinen yliopisto. Lu-

entomoniste. [35] Wee, S.-D., Shin, M.-H., Hyun, D.-S. Stator-Flux-Oriented Control of Induction

Motor Considering Iron Loss. IEEE Transactions on Industrial Electronics. Vol. 48 (2001), no 3. s. 602-608.

[36] Luomi, J., Sähkökoneiden muutosilmiöt 816B. 1982, Otakustantamo. 205 s. [37] ABB, Drive IT pienjännitteiset vakiomoottorit –tuoteluettelo. [WWW]. [Viitattu

18.2.2009]. Saatavissa: http://www.abb.fi/ProductGuide. [38] Leppä, A. Kestomagneettitahtikonekäytön soveltaminen paperiteollisuuden lin-

jakäytöissä. Diplomityö. Lappeenranta 2003, Lappeenrannan teknillinen yliopis-to, Sähkötekniikan osasto. 77 s.

[39] Pettersson, S. Sähkökäyttöjen ohjaustekniikka, harjoitustyöohje. Tampereen

teknillinen yliopisto 2007. [40] Jännitevälipiirillisen suuntaajan mallintaminen. Tampereen teknillinen yliopisto.

Sähkökäyttöjen mallintaminen kurssin luentomateriaalia. [41] Kouvo, M., Sähköinen energian talteenotto hybridivoimansiirrossa. Diplomityö.

Tampere 2008. Tampereen teknillinen yliopisto, Sähkötekniikan koulutusoh-jelma. 95 s.

[42] Lai, J.S., Young, R.W., McKeever, J.W. Efficiency Consideration of DC Link

Soft-Switching inverters for Motor Drive Applications. 25th Annual IEEE Power Electronics Specialists Conference, PESC ’94 Record. Taipei, Taiwan, 20-25 June, 1994. 1994, IEEE. s. 1003-1010, vol. 2.

[43] Manigrasso, R., Mapelli, F.L., Mauri, M., Tarsitano, D. Inverter loss minimiza-

tion for a plug-in hybrid vehicle traction drive using DSC control. SPEEDAM 2008, International Symposium on Power Electronics, Electrical Drives, Auto-mation and Motion. 11-13 June 2008. 2008 IEEE. s. 889-894.

93

[44] Tolbert, L.M., Peng, F.Z., Habetler, T.G. Multilevel Converters for Large Elec-tric Drives. IEEE Transaction on Industry Applications. Vol. 35 (1999), no. 1. s. 36-44.

[45] Hernesniemi, J. Jännitevälipiirillisen taajuusmuuttajan hyötysuhde. Diplomityö.

Tampere 2002. Tampereen teknillinen korkeakoulu, Sähkötekniikan koulutusoh-jelma. 95 s.

[46] EPCOS AG. Aluminium Electrolytic Capacitors, General technical information.

2008. 40 s. [WWW]. [Viitattu 18.2.2009]. Saatavissa: http://www.epcos.com. [47] Cho S., Ahn, K., Lee, J.M. Efficiency of the planetary gear hybrid powertrain.

Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers. Part D, Journal of auto-mobile engineering. 2006 Professional Engineering Publishing. Vol. 220, no 10. s. 1445-1454.

[48] Burke, A.F., Batteries and Ultracapacitors for Electric, Hybrid, and Fuel Cell

Vehicles. Proceedings of the IEEE Vol. 95 (2007) no.4. s. 806-820 [49] Lai, J.-S., Nelson, D.J., Energy Management Power Converters in Hybrid Elec-

tric and Fuel Cell Vehicles. Proceedings of the IEEE Vol. 95 (2007) no.4. s. 766-777

[50] Ferreira A.A., Pomilio J.A., Spiazzi, G., de Araujo Silva, L. Energy Manage-

ment Fuzzy Logic Supervisory for Electric Vehicle Power Supplies System. IEEE Transactions on Power Electronics. Vol. 23 (2008), no.1. s.107-115.

94

95

Liite: Simulointiparametreja Näytteistysaika Tsamp = 100e-6; Dieselmoottorin parametrit p_1 = 1; paine ennen kompressoria [bar] p_4 = 1; paine turbiinin takana [bar] v_1 = 293; ilman lämpötila ennen kompressoria [K] v_2 = 320; ilman lämpötila kompressorin jälkeen [K] k = 1.4; ilman isentrooppivakio n_i = 0.42; moottorin termisen hyötysuhten maksimiarvo c_p = 1.010; ilman ominaislämpökapasiteetti vakiopaineessa [J/(g*K)tai kJ/(kg*K] R = 0.083145; moolinen kaasuvakio [(bar*dm^3)/(K*mol)] M_ilma = 28.8; ilman moolimassa [g/mol] V_ir = 2; imusarjan tilavuus [l] V_or = 2; pakosarjan tilavuus [l] V_d = 4.9; moottorin iskutilavuus [l] J_tc = 0.0001; ahtimen hitausmomentti [kgm^2] w_max = 230; moottorin maksimikulmanopeus [rad/s] w_Tmax = 125; maksimimomentin kulmanopeus [rad/s] N = 4; sylinterien lukumäärä H_l = 36.3; polttoaineen alempi lämpöarvo [J/mm3] M_pa = 845e-6; polttoaineen massa [g/mm^3] AFR_raja = 26; ilma-polttoainesuhde AFR_stoich = 14.6; Stoikiometrinen seos D = 0.0503; turbiinin halkaisija [m] n_tmax = 0.7; turbiin maksimihyötysuhde c_uopt = 0.55; optimaalinen turbiinin siiven nopeus p_hp = 1.9; hukkaportin avautumispaine [bar] hp_gain = 400; kerroin hukkaportin virtaukseen opt_load = 1; kuormitus jolla hyötysuhde parhaimmillaan pakosarjan lämpötilayhtälön kertoimet a_1 = 2500; a_2 = -2; a_3 = 100; Hankaushäviöiden kertoimet ALFA_h = -0.0106; BETA_h = 0.71248; GAMMA_h = -1680.5; Moottorin volumetrisen hyötysuhteen kertoimet alfa_nf = -0.00001; gamma_nf = 0.82;

Sähkökoneiden parametrit P_nim = 75e3; nimellisteho [W] U_nim = 400; nimellisjännite [V] I_nim = 130; nimellisvirta [A] rpm_nim = 1485; nimellispyörimisnopeus [rpm] p_mg2=2; napapariluku

96

J_mg2=0.838; Hitausmomentti [kgm^2] Rs_mg2 = 17.2e-3; Staattoriresistanssi [Ohm] Rr_mg2 = 26.5e-3; Roottorin resistanssi [Ohm] Ri_mg2 = 140; Rautahäviöresistanssi [Ohm] Lm_mg2 = 13.4e-3; Magnetointi-induktanssi [H] Lshaja_mg2 = 0.33e-3; Staattorin hajainduktanssi [H] Lrhaja_mg2 = 0.69e-3; Roottorin hajainduktanssi [H] Superkondensaattorin parametrit Ns_sc = 10; kondensaattoreita sarjassa Np_sc = 1; kondensaattoreita rinnan Vsccell = 48.6; Superkondensaattorin kennojännite Vscmax = (Ns_sc/Np_sc)*Vsccell; Rsckenno = 12.3e-3; superkondensaattorin sisäinen resistanssi Csckenno = 83; superkondensaattorin kapasitanssi Rsc = (Ns_sc/Np_sc)*Rsckenno; Csc = (Np_sc/Ns_sc)*Csckenno; Cinsc = 1000e-6; suodinkondensaattorin kapasitanssi Vscstart = 0.866*Vscmax; superkondensaattorin alkujännite Superkondensaattorin hätäpurkausrajat välipiirin jarruvastukselle Vtscmaxhi = 0.99*Vscmax; 0.98SOC Vtscmaxlo = 0.985*Vscmax; 0.97SOC %Hystereesirajat konkan jännitteille tehon korjaustermin määritykseen Vt_ucmaxhi = 0.95*Vscmax; Vt_ucmaxlo = 0.866*Vscmax; Vt_ucminlo = 0.55*Vscmax; Vt_ucminhi = 0.866*Vscmax; Superkondensaattorin hakkuriteholähde Lsc=230e-6; superkondensaattorin hakkurin kelan induktanssi fdc=8000; Modulointitaajuus dc-dc hakkurille Superkondensaattorin hakkurin säätimien parametrit

Kelavirran säädin kp_dcuc_c = 0.0004; Ti_dcuc_c = 1.8e-3; Limmax_dcuc_c = 0.99; Pulssisuhteen maksimi Limmin_dcuc_c = 0; fdcvirta = 8000; Hakkurin virtasäädön päivitystaajuus

Jännitteen säädin Vdcohje = 600; Välipiirin jännitteen asetusarvo kp_dcuc = 6; Ti_dcuc = 10e-3; Limmax_dcuc = 400; Hakkurin kytkinkomponentin maksimivirta Limmin_dcuc = -Limmax_dcuc; fdcjannite = 4000; Hakkurin jännitesäädön päivitystaajuus

97

Välipiiri Välipiirin kondensaattori Vdcohje = Vdcohje; Välipiirin jännitteen asetusarvo Cdc = 3.9e-3; Välipiirin kondensaattorin kapasitanssi Resrc = 21e-3*0.2; Välip. kond. sarjaresistanssi Rpurkaus = 10e3; Purkausvastuksen resistanssi Ivuoto = (0.0005*Cdc*1e6*Vdcohje+1)*1e-6; Vuotovirta Jarruvastus Rjarru = 5; Jarruvastuksen resistanssi Vjarruyla = 650; Jarruvastuksen päälle kytkeytymis jännite Vjarruala = 640; Jarruvastuksen pois kytkeytymis jännite

Suuntaajien kytkinkomponenttien parametrit häviöiden laskentaan Tis=50e-6; PWM-suuntaajan kytkentätaajuus/2 V_0 = 600; Jännite, jolla kytkentäenergiat mitattu Vt = 1; IGBT:n jännitehäviö nollavirralla Vf = 1; Diodi:n jännitehäviö nollavirralla Rce = 0.0018; IGBT @ 125 C-astetta Rak = 0.0013; Diodi @ 125 C-astetta fs = 1/(Tis*2); Kytkentätajuus t_r = 100e-9; IGBT:n virran nousuaika t_rr = 460e-9; Diodin takavirran kestoaika Kytkentäenergiakäyrien kulmakertoimet ja kulmakertoimien potenssit

l_igbt = 1; n_igbt = 1; k_igbt = 1.16e-4; m_igbt = 1.56e-4;

Hilaohjauksen jäykkyyskertoimet

k_gon = 1; k_goff = 1;

Suuntaajan ohjaus- ja jäähdytyshäviöt [W] jaahdytys_ja_ohjaus = 500;

Planeettavaihteen parametrit RG = 3; Kehäpyörän säde/halkaisija/hammasluku SG = 1; Aurinkopyörän säde/halkaisija/hammasluku K = 1; Välityssuhde kuorman ja kehäpyörän välissä K_s = 1/3; Välityssuhde mg1:n ja aurinkopyörän välissä Hitausmomentit [kgm^2] J_s = 6e-5;; Aurinkopyörän hitausmomentti J_c = 4e-3; Planeetankannattimen hitausmomentti J_r = 10e-3; Kehäpyörän hitausmomentti J_g = 0.838; Generaattorin hitausmomentti (aurinkopyörä) J_e = 0.8; Diesel-moottorin hitausmomentti(plan.kannatin) J_m = 0.838; Moottorin hitausmomentti(kehäpyörä) J_l = 0.8; Kuorman hitausmomentti

98

J_ce = J_e+J_c; J_rm = J_m*K+J_r*K+J_l/K; J_sg = J_g*K_s+J_s; Minimi- ja maksimikulmanopeudet [rad/s] w_smin = -470; w_smax = 470; w_rmin = -100; w_rmax = 310;