СИСТЕМА ЭНЕРГОСНАБЖЕНИЯ РЕФРИЖЕРАТОРНОГО КОНТЕЙНЕРА НА ОСНОВЕ ВЕТРОГЕНЕРАТОРОВ И СОЛНЕЧНЫХ ПАНЕЛЕЙ

СИСТЕМА ЭНЕРГОСНАБЖЕНИЯ РЕФРИЖЕРАТОРНОГО КОНТЕЙНЕРА НА ОСНОВЕ ВЕТРОГЕНЕРАТОРОВ И СОЛНЕЧНЫХ ПАНЕЛЕЙ

Научная статья

Балалаев А.Н.^1, *, Коркина С.В.², Плохов Е.М.³

¹ORCID: 0000-0003-0839-6858;

^{1, 2, 3} Самарский университет путей сообщения, Самара

* Корреспондирующий автор (wagon.samgaps[at]mail.ru)

Аннотация

Предложена система энергоснабжения рефрижераторного контейнера на основе ветрогенераторов и солнечных батарей. Отличительные особенности новой системы энергоснабжения заключаются в размещении воздуховода с двумя ветровыми турбинами на крыше корпуса контейнера, а солнечные панели – на верхней стенке воздуховода. Описана 3-D модель воздуховода, позволяющего подводить набегающий поток воздуха к двум ветровым турбинам, одна из которых в определенном направлении движения контейнера является центростремительной, а другая – центробежной, а при смене направления движения тип ветровых турбин меняется на противоположный. Выполнен расчет мощности турбин в зависимости от скорости движения контейнера. Проведена оценка энергетической эффективности новой системы энергоснабжения рефрижераторного контейнера.

Ключевые слова: рефрижераторный контейнер, система энергоснабжения, ветрогенератор, ветровая турбина, солнечная панель.

ENERGY SUPPLY SYSTEM FOR A REFRIGERATED CONTAINER BASED ON WIND GENERATORS AND SOLAR PANELS

Research article

Balalaev A.N.^1, *, Korkina S.V.², Plohov E.M.³

¹ORCID: 0000-0003-0839-6858;

^{1, 2, 3} Samara University of railway transport, Samara

* Corresponding author (wagon.samgaps[at]mail.ru)

Abstract

A system of energy supply for a refrigerator container based on wind generators and solar panels is proposed. The distinctive features of the new power supply system are the placement of an air duct with two wind turbines on the roof of the container body, and solar panels on the upper wall of the air duct. Described 3-D model of the duct to take stock of the incoming flow of air to the two wind turbines, one of which in a direction of movement of the container is centripetal and the other centrifugal, and the change in the direction of type wind turbine is reversed. The turbine power is calculated depending on the speed of the container movement. The energy efficiency of the new energy supply system for the refrigerator container was evaluated.

Keywords: refrigerator container, power supply system, wind generator, wind turbine, solar panel.

Введение

Современные рефрижераторные контейнеры российского производства не имеют автономной системы энергоснабжения. Для 20-футового контейнера потребляемая электрическая мощность составляет от 2 до 3,5 кВт в зависимости от функционального назначения, род электрического тока – переменный напряжением 380 В, частотой 50 Гц [1]. При перевозке железнодорожным транспортом снабжение электроэнергией рефрижераторных контейнеров может осуществляться от вагона-электростанции или от подвагонного генератора с приводом от колесной пары [2, С. 24]. Однако при перегрузке контейнера и перевозке другими видами транспорта происходит отключение внешней системы энергоснабжения, поэтому более предпочтительной является автономная система энергоснабжения на основе возобновляемых источников энергии.

В последнее время активно разрабатываются новые схемы электроснабжения наземных транспортных средств с использованием таких источников энергии, как энергия набегающего воздушного потока и солнечная энергия. Так в работе [3, С. 35] предложено использовать ветрогенераторы для зарядки аккумуляторных батарей пассажирского вагона. В работе [4, С. 271] исследовалась возможность использования солнечных панелей для транспортных средств на железных дорогах Пакистана. Наиболее перспективным направлением использования возобновляемых источников энергии является комбинированное применение ветрогенераторов и солнечных батарей в одной системе энергоснабжения [5], [6].

В [7] предложена автономная система энергоснабжения, состоящая из двух ветрогенераторов, размещенных в воздуховоде, установленном на крыше транспортного средства, и нескольких солнечных панелей, размещенных на верхней стенке воздуховода. Ветрогенераторы состоят из центробежных или центростремительных ветровых турбин и вентильно-индукторных генераторов [8].

Предложенная в [7] система энергоснабжения способна заряжать аккумуляторную батарею транспортного средства, которая через инвертор может питать потребителей трехфазного переменного тока.

Таким образом, вопросы использования возобновляемых источников энергии на наземном транспорте, в частности, на рефрижераторных контейнерах продолжают оставаться актуальными.

Целью данной работы является оценка энергетической эффективности системы энергоснабжения рефрижераторного контейнера, включающей ветрогенераторы и солнечную батарею.

Методы и принципы исследования

Для достижения цели данной работы были поставлены задачи расчета механической мощности ветровых турбин в зависимости от скорости движения контейнера, находящегося на железнодорожном вагоне, и оценки суммарной электрической мощности двух ветрогенераторов и нескольких солнечных панелей.

Для определения механической мощности ветровых турбин использовалась методика, подробно изложенная в [9, С. 40-45]. Чтобы пользоваться данной методикой, необходимо рассчитать потери располагаемого напора набегающего потока воздуха в подводящих и отводящих патрубках воздуховода. Для этого было проведено 3-D моделирование воздуховода, размещенного на крыше корпуса 20-футового рефрижераторного контейнера, и определены размеры подводящих и отводящих патрубков воздуховода. Коэффициенты потерь давления рассчитывались с использованием формулы Дарси, рекомендованной в работе [10]. Так как солнечные панели должны размещаться на верхней стенке воздуховода, то 3-D модель воздуховода позволяет определять максимально возможное число солнечных панелей заданного типоразмера.

Таким образом, в статье используются аналитический метод и метод 3-D моделирования.

На рисунке 1 представлена 3-D модель воздуховода с размерами подводящих и отводящих патрубков и двумя ветровыми турбинами.

Рис. 1 – 3-D модель воздуховода с двумя ветровыми турбинами: 1 – кожух воздуховода; 2 – центростремительная ветровая турбина; 3 – центробежная ветровая турбина; 4 – верхняя стенка воздуховода; 5 – электрогенератор; 6 – короткий патрубок, 7 – длинный патрубок

Как видно на рисунке 1, две ветровые турбины размещены по диагонали воздуховода, причем, при заданной направлении движения поезда вход набегающего потока воздуха по короткому патрубку осуществляется в центростремительную турбину, а выход воздуха из этой турбины происходит в длинный патрубок, вход набегающего потока воздуха по длинному патрубку осуществляется в центробежную турбину, а выход воздуха из этой турбины происходит в короткий патрубок. При смене направления движения железнодорожного состава, перевозящего контейнеры, меняется направление вращения турбин, и та турбина, которая раньше была центростремительной, становится центробежной и наоборот. Конструктивно турбины одинаковы и отличаются только местами подвода и отвода воздушного потока, как показано на рисунке 2.

Рис. 2 – Направление движения воздушного потока: а) центробежной турбины и б) центростремительной турбины

 

Расчёт ветровой турбины заключается в следующем.

Сначала задается максимальный и минимальный диаметры ветрового колеса: Dmax = 0.325 м; Dmin = 0.1 м.

Задается значение скорости движения поезда из диапазона V₀ = 50 … 90 км/час. При этом скорость набегающего потока воздуха принимает значения: v₀ = 13,9 … 25 м/c. Для V₀ = 70 км/час v₀ = 19,4 м/c.

Полное давление воздушного потока на входе в воздуховоды находится по формуле:

      (1)

где P_h = 101500 Па – атмосферное давление; ρ₀ = 1,207 кг/м³ – плотность атмосферного воздуха. Согласно расчетам, P_pol = 101728 Па.

Сначала производится расчет центростремительной турбины, на вход которой набегающий поток воздуха поступает через короткий патрубок.

Производится расчёт потерь давления воздуха в коротком патрубке.

Площадь входа в короткий патрубок при ширине b_1max = 2,382 м и высоте h_1max = 0,05 м составляет F_1max = b_1max ∙ h_1max = 2,382∙0,05 = 0,119 м².

Площадь короткого патрубка в сечении входа воздуха в ветровую турбину при ширине b_1min = 0,263 м и высоте h_1min = 0,05 м составляет F_1min = b_1min ∙ h_1min = 0,263∙0,05 = 0,013 м².

Коэффициент потерь давления воздуха при сужении короткого патрубка находится по известной формуле:

      (2)

согласно расчетам, ξ₁₁ = 0.445.

Задается начальное значение коэффициента расхода воздушного потока, который представляет собой отношение действительного расхода воздушного потока к теоретическому расходу. Его значение принимается α = 0,155.

Скорость потока воздуха на входе в короткий патрубок находится как произведение скорости набегающего потока воздуха на коэффициент расхода. Таким образом, скорость потока воздуха на входе в короткий патрубок равна v₀₀ = v₀ ∙ α = 19,4 ∙ 0,155 = 3,01 м/с.

Скорость потока воздуха на выходе из короткого патрубка находится из уравнения сохранения расхода без учета сжимаемости газа

     (3)

согласно расчетам, v₀₁ = 27,35 м/с.

Число Рейнольдса потока воздуха в коротком патрубке находится по известной формуле, в которой гидравлический диаметр выражен через отношение площади к периметру, а за характерную скорость принята максимальная скорость воздушного потока в воздуховоде

     (4)

где μ = 15,06∙10^-6 – динамическая вязкость воздуха м²/с. Согласно расчетам, Re₁ = 1.525∙10⁵. Коэффициент потерь давления в коротком патрубке находится по формуле Дарси [10, c. 60]:      (5) где L₁ = 0,25 м – длина короткого патрубка. Согласно расчетам, ξ₁₂ = 0.049. Потери давления воздуха в коротком патрубке находятся по формуле:       (6)

согласно расчетам, ∆P_1in = 83,9 Па.

Аналогично производится расчёт потерь давления воздуха в длинном патрубке.

Площадь входа потока воздуха в длинный патрубок со стороны центростремительной ветровой турбины при ширине b_2min = 0,215 м и высоте h_2min = 0,2 м составляет F_2min = b_2min ∙ h_2min = 0,215∙0,2 = 0,043 м².

Площадь длинного патрубка в сечении выхода воздуха из воздуховода при ширине b_2max = 2,026 м и высоте h_2max = 0,2 м составляет F_2max = b_2max ∙ h_2max = 2,026∙0,2 = 0,405 м².

Коэффициент потерь давления воздуха при расширении длинного патрубка находится по известной формуле Борда:

    (7)

согласно расчетам, ξ₂₁ = 0,799.

Скорость потока воздуха на входе в длинный патрубок находится из уравнения постоянства расхода без учета сжимаемости воздуха:

     (8)

согласно расчетам, v₁ = 8,35 м/с.

Число Рейнольдса потока воздуха в длинном патрубке определяется по формуле, аналогичной (4), по максимальной скорости в воздуховоде

    (9)

согласно расчетам, Re₂ = 1,149∙10⁵.

Коэффициент потерь давления воздушного потока в длинном патрубке определяется по формуле Дарси в редакции Горшкова-Кантакузена, аналогичной формуле (5),

     (10)

где L₂ = 5,5 м – длина длинного патрубка. Согласно расчетам, ξ₂₂ = 0.464.

Скорость потока воздуха на выходе из длинного патрубка находится из уравнения постоянства расхода без учета сжимаемости воздуха:

     (11)

согласно расчетам, v₂ = 0,886 м/с.

Потери давления в длинном патрубке находятся по формуле:

    (12)

согласно расчетам, ∆P_1out = 29,79 Па.

На воздушной турбине поток воздуха делает один оборот на 360 градусов, поэтому коэффициент потерь давления на турбине можно принять равным ξ₃ = 0,6, так как при плавном повороте воздушного потока на 90 градусов рекомендуется значение коэффициента потерь давления 0,15.

Перепад давления на воздушной турбине можно определить по значению скорости воздушного потока, равному среднеарифметическому значению между скоростью выходящего потока из короткого патрубка и скоростью входящего потока в длинный патрубок

      (13)

согласно расчетам, ∆P₁ = 115,35 Па.

Значение коэффициента расхода воздушного потока α корректируется до обеспечения с заданной точностью следующего тождества

      (14) Угловая скорость вращения центростремительной турбины определяется по рекомендациям работы [9, с. 40-45]:      (15)

согласно расчетам, ω = 91,84 об/с.

Высота ротора центростремительной турбины составляет Hr=0,25 м.

Хорда одной лопасти турбины, согласно [9, с. 40-45], находится как:

     (16)

согласно расчетам, b = 0,415 м.

Для коэффициентов подъемной силы задаются следующие значения: С_у = 1.21; С_х = 0.55. Данные значения зависят от выбранного угла наклона лопастей – 8 градусов.

Средний шаг лопасти равен Ts=b∙0.09 = 0,415∙0.09 = 0,037 м.

Число лопастей турбины находится, согласно [9, с. 40-45] как:

     (17)

согласно расчетам, n_s = 17,85. После округления до целого n_s = 18.

Площадь одной лопасти турбины равна:

      (18) согласно расчетам, S_s = 0,044 м². Аэродинамическая сила, действующая на лопасти турбины [9, с. 40-45]:       (19) согласно расчетам, R_s = 13,19 Н. Момент ротора турбины равен произведению аэродинамической силы на средний радиус:         (20)

согласно расчетам, M_s = 1,4 Н∙м.

Теоретическая мощность ротора турбины равна произведению момента ротора на угловую скорость вращения: N_s = M_s∙ω = 1,4∙91,84 = 128,7 Вт.

Фактическая мощность ветровой турбины равна произведению теоретической мощности на механический КПД: N_tur=N_s∙η_s = 128,7∙0,85 = 109,4 Вт.

Расчет центробежной турбины производится аналогично. Отличиями в расчетах будут значения коэффициента расхода a = 0,0416, перепада давления на турбине ∆Р₁ = 96,2 Па, угловой скорости вращения турбины ω = 84 об/с, аэродинамической силы на лопастях R_s = 11 Н, фактической мощности турбины N_tur = 83,8 Вт.

На рисунке 3 представлена расчетная зависимость механической мощности двух ветровых турбин от скорости движения поезда, перевозящего контейнеры.

Рис. 3 – Зависимость механической мощности двух ветровых турбин N_WT [кВт] от скорости движения поезда V₀ [км/час]

Основные результаты

Скорость движения грузового поезда является переменной величиной, но с достаточной точностью в дальнейших расчетах можно использовать ее среднее значение, равное V₀ = 70 км/час.

Для преобразования механической энергии ветровой турбины в электрическую энергию предлагается использовать вентильно-индукторный генератор [8]. Данный генератор отличается простотой конструкции, способностью устойчиво работать при изменении скорости вращения, высоким КПД, достигающим 70 – 90% в зависимости от числа оборотов. Суммируя механическую мощность двух ветровых турбин, и умножая на среднее значение КПД генератора, можно получить электрическую мощность двух ветрогенераторов, она составила 164 Вт.

Вырабатываемый с помощью ветровых турбин и вентильно-индукторных генераторов электрический ток должен пройти через выпрямитель и понижающий трансформатор, чтобы затем поступить на гибридный инвертор SILA V 2000P [11]. Инвертор SILA V 2000P – это усовершенствованный многофункциональный инвертор/зарядное устройство мощностью 2 кВт (кратковременно 4 кВт), в котором сочетаются функции инвертора, контроллера заряда аккумуляторов от источника постоянного тока напряжением 2,5 В и источника питания потребителей электрическим током напряжением 220/380 В с возможностью выбора приоритетов зарядки и нагрузки. Используется в системах бесперебойного питания, серию V отличает больший ток заряда, увеличенный диапазон входного напряжения от источника постоянного тока, работа при температуре до -10 ºС.

Для размещения на верхней стенке воздуховода предлагается гибкая солнечная панель E-Power 160Вт (5BB), имеющая размеры 1480 x 665 x 3 мм, вес 2,7 кг, номинальную мощность 160 Вт [12].

Характеристики солнечной панели E-Power 160Вт (5BB) представлены в таблице 1.

 

Таблица 1 – Характеристики солнечной панели E-Power 160Вт (5BB)

Характеристика	Размерность	Значение
Мощность	Вт	160
Напряжение	В	12
Рабочий ток	А	8,89
Технология	-	Монокристалл
Габариты	мм	1480 x 665 x 3
Вес	кг	2,7

 

В работе [13, с. 7] обсуждались вопросы расчета потерь энергии в солнечной батарее. Согласно рекомендациям данной работы, величина КПД η_SP летом составляет от 0,17 до 0,425, зимой от 0,38 до 0,95 в зависимости от состояния атмосферы (минимальные значения при пасмурной погоде, максимальные – при ясной погоде). Снижение почти вдвое КПД летом по сравнению с зимними значениями авторы работы [13] объясняют сильной зависимостью КПД от температуры солнечной панели. Поэтому большое распространение получают гибридные системы, включающие солнечные панели и устройства охлаждения панелей, также вырабатывающие энергию, например, термоэлектрические элементы [5] или двигатели Стирлинга [6].

На крыше 20 футового рефрижераторного контейнера может быть размещено 8 панелей E-Power 160Вт (5BB). Суммарная мощность электроэнергии, получаемая при этом от солнечной батареи, состоящей из 8 панелей E-Power 160Вт (5BB), указана в таблице 2.

 

Таблица 2 – Технические характеристики системы энергоснабжения контейнера на основе 8 солнечных панелей E-Power 160Вт (5BB)

Характеристика	Размерность	Значение
КПД летом	-	0,17-0,425
Суммарная мощность летом	Вт	218-544
КПД зимой	-	0,38-0,95
Суммарная мощность зимой	Вт	486-1216

 

Используя средние значения электрической мощности солнечных батарей из таблицы 2, и суммируя с ними электрическую мощность двух ветрогенераторов при средней скорости движения поезда 70 км/час, можно получить среднюю величину энергоэффективности новой системы энергоснабжения контейнера. Так, летом суммарная мощность новой системы энергоснабжения может составить 654 Вт, а зимой – 1258 Вт.

Обсуждение

Сравнивая полученную мощность с потребной мощностью 20-футового рефрижераторного контейнера [1], можно сделать вывод, что новая система энергоснабжения на основе ветрогенераторов и солнечных панелей не способна обеспечить электроэнергией холодильную установку контейнера при используемых в настоящее время теплоизоляционных материалах.

Чтобы использовать систему энергоснабжения на основе ветрогенераторов и солнечных батарей, необходимо в 3…4 раза увеличить тепловое сопротивление стенок рефрижераторного контейнера. Решить данную проблему может только применение экранно-вакуумной теплоизоляции.

В монографии [14, С. 138-145] описан процесс проектирования изотермического 40-футового контейнера из полиамидных вакуумных панелей сотового сечения [15]. Приведенные там результаты расчетов теплового сопротивления позволяют сделать вывод о повышении теплового сопротивления в два раза (до 5,69 м²×К/Вт) при одинаковой толщине стенок по сравнению с используемыми сэндвич-панелями. Дальнейшее увеличение теплового сопротивления стенок контейнера возможно лишь при увеличении толщины вакуумных сотовых панелей в два раза, что приведет к уменьшению полезного объема контейнера.

Заключение

Предложена система энергоснабжения рефрижераторного контейнера на основе ветрогенераторов и солнечных батарей. Составленная 3-D модель воздуховода позволила выполнить расчет мощности турбин в зависимости от скорости движения контейнера. Произведена оценка энергетической эффективности новой системы энергоснабжения рефрижераторного контейнера, так, летом суммарная мощность новой системы энергоснабжения может составить 654 Вт, а зимой – 1258 Вт, что в 4 раза меньше потребной величины. Уменьшить потребную электрическую мощность холодильной установки рефрижераторного контейнера можно за счет использования полиамидных вакуумных панелей сотового сечения и увеличения толщины стенок контейнера в два раза. 

Конфликт интересов Не указан.

Conflict of Interest None declared

Список литературы / References

1. Рефрижераторный контейнер 20 футов (рефконтейнер 20 фут) Российского производства [Электронный ресурс] / ПромХолод-СВ, Производитель № 1 Рефконтейнеров в России. – URL: https://promholod-servis.ru/g4022308-refrizheratornyj-kontejner-futov (Дата обращения 22.05.2020)
2. Ворон О. А. Генераторно-приводные установки автономных рефрижераторных вагонов и фитинговых платформ для перевозки скоропортящихся грузов / О. А. Ворон, С. Л. Самошкин, С. А. Соловьев и др. // Вестник РГУПС. – 2009. – №2. – С. 23–29.
3. Синчук О. Ю. Особенности заряда аккумуляторных батарей в составе ветроэнергетического комплекса в условиях пассажирских вагонов / О. Ю. Синчук, С. Н. Бойко, В. С. Дяченко // Энергосбережение. Энергетика. Энергоаудит. – 2016. – № 4 (147). – С. 34–39.
4. Jafferya H. I. The potential of solar powered transportation and the case for solar powered railway in Pakistan / S. H. I. Jafferya, M. Khana, L. Alia and others // Renewable and Sustainable Energy Reviews. – 2014. – Vol. 39. – P. 270–276. doi.org/10.1016/j.rser.2014.07.025Get rights and content
5. Singhb P. Robust H-infinity load frequency control in hybrid distributed generation system / V. P. Singhb, S. R. Mohantya, N. Kishora and others // International Journal of Electrical Power & Energy Systems. – 2013. – Vol. 46. – P. 294-305. doi.org/10.1016/j.ijepes.2012.10.015
6. Rahman A. Automatic generation control of an interconnected two-area hybrid thermal system considering dish-stirling solar thermal and wind turbine system / A. Rahman, C. Saikia, N. Sinha // Renewable Energy. – 2017. – Vol. 105. – P. 41–54. doi.org/10.1016/j.renene.2016.12.048Get rights and content
7. Балалаев А. Н. Оценка энергоэффективности системы электроснабжения пассажирского вагона с использованием ветрогенераторов и солнечных батарей / А. Н. Балалаев, С. В. Коркина, Е. М. Плохов и др. // Электротехника. – 2020. – №3. – С. 50–54.
8. Петрушин А. Д. Вентильно-индукторные генераторы для систем автономного энергоснабжения контактной сети постоянного тока / А. Д. Петрушин, С. А. Хачкинаян // Труды РГУПС – 2014. – № 5. – С. 40–43.
9. Бирюк В. В. Методика расчета и анализа аэродинамических показателей газового потока в вихревой ветроэнергетической установке / В. В. Бирюк, Д. А. Угланов, А. А. Горшкалев и др. // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета имени академика С.П. Королёва (национального исследовательского университета). – 2013. – № 3 (41). – Ч. 1. – С. 40–47.
10. Горшков-Кантакузен В. А. К вопросу вычисления коэффициента Дарси методом регрессионного анализа / В. А. Горшков-Кантакузен // В сборнике: Материалы XXI Международного симпозиума "Динамические и технологические проблемы механики конструкций и сплошных сред" им. А. Г. Горшкова. Московский авиационный институт (национальный исследовательский университет). – 2015. – С. 59–60.
11. Гибридный солнечный инвертор SILA V 2000P (PF0) [Электронный ресурс] / Технолайн. – URL: https://e-solarpower.ru/solar/inverter/hybrid-inv/gibridnyy-solnechnyy-invertor-sila-v-2000p-pf-1.0/ (Дата обращения 22.05.2020)
12. Решения для автономного и резервного электроснабжения. [Электронный ресурс] / Технолайн. – URL: https://e-solarpower.ru/solar/solar-panels/flex-panel/ (Дата обращения 22.05.2020)
13. Новокрещенов О. В. Комбинированные системы электроснабжения на возобновляемых источниках энергии / О. В. Новокрещенов, Г. С. Отмахов, М. Ю. Хуаде // Научный журнал КубГАУ. – 2017. – № 132 (08). – С. 786–797. doi:21515/1990-4665-132-063.
14. Балалаев А. Н. Проектирование наземных транспортных средств с использованием сотовых конструкций: монография / А. Н. Балалаев, А. М. Зиятдинов, М. А. Паренюк и др.; Самарский гос. ун-т путей сообщения. – Самара: СамГУПС, 2019. – 196 с.
15. Пат. 2571834 Российская Федерация, МПК7 B61D17/18, B60P3/20, F16L59/065, E04B1/80. Вакуумное теплоизоляционное изделие (варианты) / Балалаев А. Н., Мокшанов А. С., Попов Д. А.; заявитель и патентообладатель Самарский университет путей сообщения. – № 2013157470/11; заявл. 12.2013; опубл. 20.12.15; Бюл. №35. – 10 с.

Список литературы на английском языке / References in English

1. Refrizheratornyy konteyner 20 futov (refkonteyner 20 fut) Rossiyskogo proizvodstva [20-foot Refrigerator container (20-foot container) Russian production] [Electronic resource] / PromKholod-SV. Proizvoditel № 1 Refkonteynerov v Rossii [Promkholod-SV, No. 1 Manufacturer of refrigerated Containers in Russia]. – URL: https://promholod-servis.ru/g4022308-refrizheratornyj-kontejner-futov (accessed 22.05.2020). [in Russian]
2. Voron O. A. Generatorno-privodnyye ustanovki avtonomnykh refrizheratornykh vagonov i fitingovykh platform dlya perevozki skoroportyashchikhsya gruzov [Generator-drive installations of Autonomous refrigerator cars and fitting platforms for transportation of perishable goods] / O. A. Voron. S. L. Samoshkin. S. A. Solovyev and others // Vestnik RGUPS [Bulletin of the Rostov state University of railway transport]. – 2009. – Vol. 2. – P. 23–29. [in Russian]
3. Sinchuk O. Yu. Osobennosti zaryada akkumulyatornykh batarey v sostave vetroenergeticheskogo kompleksa v usloviyakh passazhirskikh vagonov [Features of battery charging in the wind power complex in the conditions of passenger cars] / O. Yu. Sinchuk. S. N. Boyko. V. S. Dyachenko // Energosberezheniye. Energetika. Energoaudit [Energy saving. Energy. Energy audit]. – 2016. – Vol. 4 (147). – P. 34–39. [in Russian]
4. Jafferya S. H. I. The potential of solar powered transportation and the case for solar powered railway in Pakistan / S. H. I. Jafferya, M. Khana, L. Alia and others // Renewable and Sustainable Energy Reviews. – 2014. – Vol. 39. – P. 270–276. doi.org/10.1016/j.rser.2014.07.025Get rights and content
5. Singhb V. P. Robust H-infinity load frequency control in hybrid distributed generation system / V. P. Singhb, S. R. Mohantya, N. Kishora and others // International Journal of Electrical Power & Energy Systems. – 2013. – Vol. 46. – P. 294-305. doi.org/10.1016/j.ijepes.2012.10.015
6. Rahman A. Automatic generation control of an interconnected two-area hybrid thermal system considering dish-stirling solar thermal and wind turbine system / A. Rahman, L. C. Saikia, N. Sinha // Renewable Energy. – 2017. – Vol. 105. – P. 41–54. doi.org/10.1016/j.renene.2016.12.048Get rights and content
7. Balalayev A. N. Otsenka energoeffektivnosti sistemy elektrosnabzheniya passazhirskogo vagona s ispolzovaniyem vetrogeneratorov i solnechnykh batarey [Evaluation of the energy efficiency of the passenger car power supply system using wind generators and solar batteries] / A. N. Balalayev. S. V. Korkina. E. M. Plokhov and others // Elektrotekhnika [electrical Engineering]. – 2020. – Vol. 3. – P. 50–54. [in Russian]
8. Petrushin A. D. Ventilno-induktornyye generatory dlya sistem avtonomnogo energosnabzheniya kontaktnoy seti postoyannogo toka [Valve-inductor generators for systems of Autonomous power supply of the DC contact network] / A. D. Petrushin. S. A. Khachkinayan // Trudy RGUPS [proceedings of the Rostov state University of railway transport] – 2014. – Vol. 5. – P. 40–43. [in Russian]
9. Biryuk V. V. Metodika rascheta i analiza aerodinamicheskikh pokazateley gazovogo potoka v vikhrevoy vetroenergeticheskoy ustanovke [Method of calculation and analysis of aerodynamic parameters of gas flow in a vortex wind power plant] / V. V. Biryuk. D. A. Uglanov. A. A. Gorshkalev and others // Vestnik Samarskogo gosudarstvennogo aerokosmicheskogo universiteta imeni akademika S.P. Koroleva (natsionalnogo issledovatelskogo universiteta) [Bulletin of the Samara state aerospace University named after academician S. P. Korolev (national research University)]. – 2013. – Vol. 3 (41). – Part 1. – P. 40–47. [in Russian]
10. Gorshkov-Kantakuzen V. A. K voprosu vychisleniya koeffitsiyenta Darsi metodom regressionnogo analiza [On the issue of calculating the Darcy coefficient by regression analysis] / V. A. Gorshkov-Kantakuzen // V sbornike: Materialy XXI Mezhdunarodnogo simpoziuma "Dinamicheskiye i tekhnologicheskiye problemy mekhaniki konstruktsiy i sploshnykh sred" im. A. G. Gorshkova. Moskovskiy aviatsionnyy institut (natsionalnyy issledovatelskiy universitet) [In the collection: Materials of the XXI international Symposium "Dynamic and technological problems of mechanics of structures and continuous media" named after A. G. Gorshkov. Moscow aviation Institute (national research University)]. – 2015. – P. 59–60. [in Russian]
11. Gibridnyy solnechnyy invertor SILA V 2000P (PF 1.0) [Hybrid solar inverter SILA V 2000P (PF 1.0)] [Electronic resource] / Tekhnolayn [Technoline]. – URL: https://e-solarpower.ru/solar/inverter/hybrid-inv/gibridnyy-solnechnyy-invertor-sila-v-2000p-pf-1.0/ (accessed 22.05.2020). [in Russian]
12. Resheniya dlya avtonomnogo i rezervnogo elektrosnabzheniya [Solutions for Autonomous and backup power supply] [Electronic resource] / Tekhnolayn [Technoline]. – URL: https://e-solarpower.ru/solar/solar-panels/flex-panel/ (accessed 22.05.2020). [in Russian]
13. Novokreshchenov O. V. Kombinirovannyye sistemy elektrosnabzheniya na vozobnovlyayemykh istochnikakh energii [Combined power supply systems on renewable energy sources] / O. V. Novokreshchenov. G. S. Otmakhov. M. Yu. Khuade // Nauchnyy zhurnal KubGAU [The scientific journal of the Kuban state agrarian University]. – 2017. – Vol. 132 (08). – P. 786–797. doi:10.21515/1990-4665-132-063 [in Russian]
14. Balalayev A. N. Proyektirovaniye nazemnykh transportnykh sredstv s ispolzovaniyem sotovykh konstruktsiy: monografiya [Design of ground vehicles using cellular structures: monograph] / A. N. Balalayev. A. M. Ziyatdinov. M. A. Parenyuk and others; Samarskiy gos. un-t putey soobshcheniya [Samara State Transport University]. – Samara: SamGUPS. 2019. – 196 p. [in Russian]
15. Pat 2571834 Russian Federation, MPK7 B61D17/18, B60P3/20, F16L59/065, E04B1/80. Vakuumnoe teploizoljacionnoe izdelie (varianty) [Vacuum thermal insulation product (versions)] / Balalaev A. N., Mokshanov A. S., Popov D. A.; the applicant and the patentee Samara State Transport University. – № 2013157470/11; appi. 12/24/13 publ. 12/20/15 Bul. Number 35. – 10 p. [in Russian]