авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 13 |

«АГИСТРАЛЫЧЫЕ ЛЕКТРОВОЗЫ листок КОНТРОЛЬНЫЙ СРОКОВ ВОЗВРАТА КНИГА ДОЛЖНА БЫТЬ ВОЗВРАЩЕНА НЕ ПОЗЖЕ УКАЗАННОГО ЗДЕСЬ СРОКА ...»

-- [ Страница 2 ] --

§ 11. ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ ПУЛЬСИРУЮЩЕМ ТОКЕ Условия работы тяговых двигателей электровозов с выпрямителями, как отмечено выше, характеризуются значительными пульсациями тока и напряжения на з а ж и м а х двигателей. При питании двигателей от одно фазной двухполупериодной выпрямительной установки выпрямленный ток содержит, кроме переменной составляющей основной частоты 100 гцу более высокие гармоники. Взаимодействие о б м о т о к якоря, дополнитель ных п о л ю с о в и главных п о л ю с о в осуществляется посредством магнитного поля, и поэтому конструкция магнитопроводов оказывает б о л ь ш о е влия ние на связь между этими о б м о т к а м и при пульсации тока. Пульсации тока вызывают дополнительный нагрев двигателя и у с л о ж н я ю т процесс коммутации. При э т о м чем более напряжен двигатель в коммутационном отношении при р а б о т е на постоянном токе, тем сильнее влияют на комму тацию пульсации тока. С у щ е с т в о электромагнитных процессов при пуль сирующем токе заключается в следующем. Представляя магнитопроводы статора двигателя (например, сердечники дополнительного или главного полюса) состоящими из отдельных б р у с к о в о д н о р о д н о г о и изотропного материала с плоскими гранями, м о ж н о использовать т е о р и ю классичес кого случая падения плоской электромаг нитной волны на изотропное полуограничен ное тело с плоскими 'поверхностями [44].

Представляя переменную составляю щ у ю пульсирующего тока и переменную со с т а в л я ю щ у ю напряженности Н магнитного поля в виде синусоидальных величин (47) Н=Нмле"*, где — амплитуда переменной состав ляющей напряженности магнитного поля, Рис. 24. Направление электро м о ж н о получить дифференциальное у р а в - магнитной волны в сердечнике полюса нение в координатной форме. При с о в м е щ е нии координатной плоскости ху с плоско стью рассматриваемого элемента магнитопровода, на к о т о р у ю падает вол'на, например сердечника главного полюса (рис. 2 4 ), уравнение (47) имеет -вид -^fr = (48) где y — удельная электропроводность;

Iа — магнитная проницаемость.

Хотя магнитная проницаемость и зависит от напряженности магнит ного поля, для упрощения задачи предполагают, что величины \i и у в рассматриваемом процессе не изменяются.

П о э т о м у м о ж н о написать д2Н ~d*=C2H (49) где С2= /со\ху — постоянная;

z — координата.

О б щ е е решение дифференциального уравнения (49) (50) Н=Ае-с*+Ве*.

Первый член правой части уравнения (50) уменьшается с увеличени ем координаты г. П а д а ю щ а я электромагнитная волна затухает по мере удаления от поверхности в глубь сердечника. Второй член правой части уравнения возрастает с увеличением координаты z и описывает отражен ную электромагнитную волну от другой поверхности сердечника, которая движется в направлении, обратном движению первой волны. Размеры сердечников в рассматриваемом случае значительны по сравнению с глу биной проникновения электромагнитных волн, что позволяет представить сердечник в виде тела, вторая ограничивающая плоскость которого бес конечно удалена по оси г от первой, с которой совмещена координатная плоскость ху. В этом случае отраженной волны нет, и общим решением уравнения (49) будет (51) Н=Ае~с*.

Обозначив напряженность магнитного поля у поверхности сердечни ка через Но, определим постоянную интегрирования из граничных усло вий А= Н0.

Напряженность магнитного поля в э т о м случае Н = - Н «его*. (52) В выражении 52 постоянная С м о ж е т быть представлена в виде где Д — эквивалентная глубина проникновения электромагнитной волны в сердечнике при Я = Я 0 ;

А = ~j/ С|/ О Лу Подставляя значение С в выражение ( 5 2 ), получим z _. z Н=Ное~~ ^е '* или H = H0.M.ne^sin (54) Из приведенных выражений следует, что амплитуда напряженности магнитного поля затухает по экспоненте тем быстрее, чем меньше значе ние А. П о такому ж е закону изменяется напряженность электрического поля в сердечнике в зависимости от координаты по оси z. Так, учитывая принятое расположение координатных осей (рис. 2 4 ), находим. 1 дН у ' 0Z' Подставляя значение Н из выражения ( 5 2 ), получим ИЛИ Е = — Нов-с*. (55) У Подставив значение постоянной, имеем я l+j ^ • т/~2е~* yA уА или Е=Н0М.пУ^-sin( at- j- + (56).

Из сравнения уравнений (54) и (56) следует, что величина Е опере жает величину Н по фазе на угол.

При распространении электромагнитного поля в сердечнике возни кает ток, распределенный по объему. Плотность этого тока 8= уЁ.

Подставляя значение Е из уравнения (56) в предыдущее выражение,.получим г Ъ= +. (57) Таким о б р а з о м, плотность тока уменьшается с увеличением глубины, изменяясь по экспоненте.

Эффективная плотность тока у поверхности (2 = 0) б МП Но.М.П с 00 = — =.

У2 А Предполагая толщину токонесущего слоя равной А, эффективное значение тока, отнесенное к единице высоты сердечника, / д = б 0 А = Я о. Л е. п. (58) Так как известны характеристики материала сердечников, то м о ж н о вычислить с некоторым приближением эквивалентную глубину проник новения электромагнитной волны. Так, при магнитной проницаемости jj, = 4jtl0 _9 (ji гн/см частоте поля 2 / = 100 гц эквивалентная глубина проник новения электромагнитной волны Д = у — — = 5,05-10 2 "|/ — (59) см.

(0YM, ' | А В табл. 6 даны значения А для литого стального сердечника с удель ным сопротивлением р ^ 1, 4 - 1 0 ~ 5 ом-см.

Таблица Относительная магнитная проницаемость р, Параметры 1000 300 100 50 Эквивалентная глубина проник новения электромагнитной волны в сплошном сердечнике А в см 0,11 0, 0,06 0,19 0, Длина волны в сплошном сер 2, 0,377 0,692 1,192 1, дечнике X в см Таким о б р а з о м, эквивалентная глубина проникновения электромаг нитной волны для массивных сердечников небольшая по сравнению с раз мерами элементов магнитопровода двигателя. Картина затухания ампли т у д напряженности магнитного и электрического поля представлена на рис. 25 для различных значений магнитной проницаемости в сплошном сердечнике.

Длина волны определяется из соотношения о т к у д а А = 2яА.

На глубине, равной длине волны Л, она практически полностью зату хает, что следует из подстановки г = к в соотношения для амплитуд на пряженностей поля. Характер распределения электромагнитного поля в сердечнике с учетом постоянной составляющей напряженности магнит ного поля показана на рис. 26.

Из-за пульсации магнитных потоков в двигателях пульсирующего тока часто применяют статоры с полностью или частично шихтованным ярмом. В первом случае явления приближаются к явлениям, имеющим место в однофазных коллекторных двигателях, несколько отличаясь в связи с переходом от циклического перемагничивания к перемагничива нию на частных циклах.

Частично шихтованное ярмо статора изготовляют обычно в виде мас сивного стального остова круглой или многогранной формы, и м е ю щ е г о 0, ОЛ ж V 12 2 tin Рис. 25. Амплитуда напряженности пе ременного магнитного поля в массивном сердечнике в зависимости от глубины Рис. 26. Характер распреде проникновения электромагнитной волны ления электромагнитного при различной магнитной проницаемо поля в сердечнике сти Ц.

закрепленную изнутри шихтованную вставку цельного кольца или отдель ных сегментов, о б р а з у ю щ и х замкнутую цепь. К р о м е того, производят шихтовку отдельных элементов магнитопровода, например сердечников главных и дополнительных полюсов. Т а к у ю систему м о ж н о представить в виде двухслойного, полуограниченного проводящего тела (рис. 27, в и г ), первым слоем которого является шихтованная часть, а вторым — мас сивное ярмо. Шихтованная часть о б р а щ е й а внутрь двигателя и первой воспринимает падение электромагнитной волны.

| В пределах к а ж д о г о слоя за исходное уравнение м о ж н о принять диф ференциальное уравнение ( 5 0 ). Так как толщина первого слоя м о ж е т быть сравнительно невелика, т о постоянную В второго члена правой час ти уравнения, описывающего о т р а ж е н н у ю волну, нельзя приравнять нулю.

П о э т о м у для первого слоя получим Hi=A\e~ ^ + BieCiZ. (60) c В о втором слое отраженная волна отсутствует и ^2 = 0.

Тогда Н2=А2е-с* (61) Постоянные интегрирования А ь ВиА^ находим из граничных условий.

На поверхности первого слоя (2 = 0) Н = Н0=Н{. На глубине, равной тол щине первого слоя (г = &), # z = = e = # l e = # 2 e, векторы Н\в и Н2в так как тангенциальны плоскости между слоями и не имеют разрыва. Из этих условий получим уравнения:

Н0=АХ+Ви Ахе~с* + В{ес*=А2е~с*\ (62) / Л —п.* С \ п С (Ахе-С* — В{ес*) =—-А2е~с* у\ У Решая эту систему уравнений, найдем значения Аи В{ и Л 2. Заменяя С в выражении (62) через — получим для первого слоя и у= / 1+i, \ie~Z) — (6-2) „ „ (Vpiibt! + ] / р 2 Ы g А + (УР1|И1 + УР2М2)^ Al нт:—T+7~ r^—;

(63) Щ.e VpiHi (e д' +e д ) —Ур 2 Ц2 (e д- —e д- ) для второго слоя, l±i(2-e) „ rr 2УР1ще Ь Н° ЕЛ— i±i. J±i. Н2= (64) ) W i (e +e A ) — Ур2|12(е — e д« ) Al Л Из уравнений (63) и (64) следует, что напряженность в первом слое является суммой двух членов, описывающих падающую и отраженную волны. Если pijuiip2|x2, то отраженная волна усиливает падающую, а если pi|biip2jLi2 — ослабляет.

Рассмотрим влияние различия конструкции шихтованного магнито провода на условия распространения волны. Если предположить, что толщина листов мала и что они имеют х о р о ш у ю изоляцию, то электро проводность первого слоя в направлении х (рис. 27, в) равна нулю, т. е.

Pi — - оо. В остальном сохраняются те условия и допущения, которые при няты при рассмотрении полуограниченного тела. Так как pi^p 2, из выра жения (63) для первого слоя имеем l±Li*-zi ^(e-z) + J Н{ = Н0—.e 1+j 1+j « Л» + Л| е е При условии, что pi-oo, эквивалентная глубина проникновения оо, поэтому # i = #o.

Следовательно, величина напряженности поля в первом слое теоре тически не убывает с увеличением координаты z. Однако, учитывая ко нечную толщину листов, несовершенство изоляции и т. д., отношение Н -тт— по мере удаления от поверхности будет несколько уменьшаться.

Но Учитывая допущения, принятые для первого слоя, из выражения (64), имеем для второго слоя '.z-e) 1+ Н2 = Ное =Н0е ** *, где z2 = z — b.

Условия распространения волны во втором слое двухслойной систе мы такие же, как и для полуограниченного тела. Таким образом, для рас сматриваемой конструкции сердечников толщина b первого слоя по усло виям проникновения электромагнитной волны практически не ограничена и должна выбираться по с о о б р а ж е н и я м прохождения необходимой вели чины переменной составляющей потока. Распространение волны во вто ром слое определяют, как и для однослойного тела.

Для случая, представленного на рис. 27, г, электропроводность пер в о г о слоя в направлении х не равна нулю. В первом приближении можно лринять, ЧТО Р1—Р2 и Р1(11=Р2|Я2.

1У л X I:;

в) S) Рис. 27. Конструкция сердечников и условия распространения напря женности магнитного поля:

а — массивный сердечник: б — шихтованный сердечник;

в и г — состав ные сердечники Тогда для первого слоя уравнения (60) имеет вид Н{ = Ное.

Отношение переменной составляющей напряженности магнитного тюля на расстоянии от поверхности, равном толщине листа, к напряжен ности у поверхности составит я Л|.

=е Но Н Н и ж е приведены значения величин —гт— в зависимости от толщины по листа при различных значениях juti и А\:

[Xj = 300 и Д^ = 1, 0, Толщина листа в мм 0, —. 0,726 0,635 0, Н 1ЛХ= 100, А г = 1, 0,5 Толщина листа в мм 0, Н 0, 0, 0, Но Из приведенных выше данных следует, что д а ж е один лист в первом слое у ж е оказывает значительное демпфирующее влияние. Если слой имеет четыре — шесть листов, т о в зависимости от их толщины электро магнитная волна затухает практически д о нуля и во второй слой не рас пространяется. Таким о б р а з о м, такая конструкция магнитопровода по условиям распространения волны несовершенна, так как листы оказыва ют экранирующее действие.

Отставание во времени переменной составляющей потока от перемен ной составляющей тока в о б м о т к а х двигателя объясняется активными потерями на гистерезис и вихревые токи в отдельных участках магнит ной цепи. Как известно, при подключении катушки со стальным сердеч ником, подобной отдельной о б м о т к е двигателя, к источнику переменного 'напряжения в катуш ке протекает ток, о п е р е ж а ю щ и й по фазе пере менный магнитный поток, возникающий в сер дечнике. Для удобства рассмотрения ток в ка тушке представляют в виде геометрической суммы двух с о с т а в л я ю щ и х : намагничивающей составляющей /, совпадающей по фазе с по током Ф п в сердечнике и активной с о с т а в л я ю щей / а, вызванной потерями в сердечнике Рис. 28. Векторная диаграм ма для определения угла (рис. 2 8 ).

магнитного запаздывания Величина активной с о с т а в л я ю щ е й тока и угол магнитного запаздывания ф зависят от конструкции сердечника.

При сердечнике, шихтованном из тонких ла кированных листов электротехнической стали, эти величины невелики, а при сравнительно толстых листах низкосортной стали или при плохой их изоляции возрастают. Угол магнитного запаздывания также сни жается при наличии воздушного зазора в магнитной цепи, так как в этом случае в о з р а с т а ю т удельный вес н.с., затрачиваемой на создание потока, и величина / • При массивной конструкции магнитопровода в виде замкнутого коль ца, представляющего с о б о й о д н о р о д н у ю и изотропную среду, угол маг нитного запаздывания определяется из рассмотрения составляющих по тока энергии, вносимой в среду электромагнитной волной.

Поскольку принят синусоидальный характер изменения электромаг нитной волны, среднее значение вектора потока энергии (вектор У м о ва — Пойтинга) в комплексной форме представится в виде S = где Я * — величина, сопряженная с величиной Я.

Подставляя значения напряженностей поля из уравнений (52) и (55) в предыдущее выражение, найдем 2у Значения С и Я 0 заменим соответственно выражениями 1+/.

С= Я 0 = Я Л1. п е "Д.

Принимая z = 0, получим и м.п 5 = (1+/).

2уД Действительная составляющая вектора представляет собой поток активной энергии, выделяющейся в виде тепла в магнитопроводе, а мни мая с о с т а в л я ю щ а я — поток энергии переменного магнитного поля. При принятых условиях действительная и мнимая составляющие вектора S равны:

|Sa| = |5J.

При этом угол магнитного запаздывания Sa q/ = a r c t g - ^ - = 45°.

В тяговых двигателях величины углов магнитного запаздывания от личаются от этого значения по различным причинам. Так, например, при расслоении сердечников угол ср' уменьшается, а при наличии коротко замкнутых контуров, охватывающих магнитный поток, увеличивается.

Ориентировочные значения угла магнит ного запаздывания можно получить расчетным путем, учитывая комплексное магнитное сопро тивление участков магнитопровода.

Опытное определение углов магнитного запаздывания переменной составляющей про изводят осциллографированием переменных составляющих тока в обмотке полюсов и э. д. с.т наводимых в измерительном витке, наложен л * \\\ \ \ \ н о м н а башмак главного полюса и охватываю j\ \ \ \\ \ \ \\\ щем весь поток. Определение углов магнитно I 1 1 1 I 111 LL1 го запаздывания дополнительных полюсов и якоря производится согласно схеме, данной на Рис. 29. Определение углов запаздывания рис. 29. Если отключены обмотки главных по магнитного люсов и якоря, то поток дополнительного по потока:

2 — люса, проходящий через зону коммутации, за 1 — зона коммутации;

путь замыкания потока реак мыкается через ярмо, дополнительные полюсы ции якоря;

3 — путь замыка дополнительного и якорь. Обычно в тяговых двигателях конст ния потока полюса рукция магнитопровода цепи главных и допол нительных полюсов одинакова;

поэтому углы магнитного запаздывания их потоков близки по величине.

При отключенных обмотках главных и дополнительных полюсов и включенной обмотке якоря поток реакции якоря, проходящий через "зону коммутации, замыкается главным образом по башмакам главных полю сов, дополнительным полюсам и ярму. Однако при включенных дополни тельных полюсах, когда их н. с. направлена против н. с. реакции якоря, или при снятых с машины дополнительных полюсах поток реакции якоря, проходящий через зону коммутации, замыкается главным образом по башмакам главных полюсов, которые преимущественно и определяют угол магнитного запаздывания потока якоря.

Замеры углов производят осциллографированием переменных состав ляющих тока в обмотке и э. д. сЛв~рамке, расположенной в зоне комму тации на якоре. Ширина рамки'должна быть равна ширине зоны комму тации по якорю.

О с о б о важное значение для коммутации имеет конструкция магнито провода цепи дополнительных полюсов. Систематизация эксперименталь ных данных тяговых двигателей различных конструкций позволяет со ставить приближенную зависимость величины углов магнитного запаздывания потоков двигателей от конструкции магнитопровода для рабочего диапазона нагрузок, близких к номинальной. В табл. 7 приведе ны примерные величины углов магнитного запаздывания потоков допол нительных фдп и главных фгп полюсов.

Таблица Угол запаздывания в град Исполнение магнитопровода ф г/г Ярмо и дополнительные полюсы сплошные Ярмо сплошное, дополнительные и главные полюсы соб раны из тонких лакированных листов Ярмо, дополнительные и главные полюсы шихтованы из тонких лакированных листов У Г О Л магнитного запаздывания для якоря рл составляет примерно '25° при шихтованных главных полюсах.

§ 12. ОСОБЕННОСТИ КОММУТАЦИИ ПРИ ПУЛЬСИРУЮЩЕМ ТОКЕ Питание двигателей пульсирующим током вызывает изменение электромагнитных условий коммутации. Запаздывание переменных со ставляющих потоков приводит к нарушению согласованного действия пе ременных составляющих реактивной и коммутирующей э. д. с. и соот ветственно к появлению н е к о м п е н с и р о в а н н ы х э. д. с. в коммутирующей секции. Вследствие пульсации потока главных п о л ю с о в в коммутируемых секциях возникает трансформаторная э. д. с. Для улучшения коммутации при работе двигателей на пульсирующем токе принимают различные ме рьц выбор которых определяется несколькими факторами. Если запас по коммутации на постоянном токе достаточен и пульсации тока сравнительно малы, не требуется применять специальные дополни тельные меры по улучшению коммутации. При затрудненной коммутации двигателя во время его работы на постоянном токе обычно приходится принимать специальные конструктивные меры для улучшения его работы на пульсирующем токе. К ним относятся различные схемные решения, позволяющие снизить пульсации тока в о б м о т к е возбуждения или изме нить фазовый сдвиг переменной составляющей тока в отдельных о б м о т ках. Для уменьшения угла запаздывания переменной составляющей по тока дополнительных полюсов применяют шихтованные дополнительные полюсы и вставки из отдельных элементов или цельных колец, а также полностью шихтованные конструкции ярма. Ч т о б ы повысить запас по коммутации и обеспечить удовлетворительную р а б о т у двигателя при больших н е к о м п е н с и р о в а н н ы х э. д. е., уделяют значительное внимание совершенствованию узла токосъема.

Напряженность коммутации на пульсирующем токе оценивают вели чиной результирующей н е к о м п е н с и р о в а н н ы х э. д. е., которая обусловле на переменными составляющими реактивной коммутирующей э. д. с. и трансформаторной э. д. с.

Трансформаторная э. д. с. Пульсация тока в о б м о т к е возбуждения вызывает соответственно пульсации потока главных п о л ю с о в и о б у с л о в ливает появление трансформаторной э. д. с. Приближенно зависимость трансформаторной э. д. с. от параметров двигателя м о ж н о установить исходя из максимального значения межламельного напряжения етах.

При холостом ходе двигателя постоянного тока, частоте, равной частоте вращения якоря / л, и равномерном зазоре под полюсом UK2p в.

тах — аК При том ж е возбуждении и частоте вращения якоря, равной частоте переменной составляющей т о к а ( / п = 2 / с ), максимальное межламельное напряжение {/ к 2/?2/ с -60 1,2/7 K -10 ё (65) = аКрп аКп Этой величине межламельного напряжения равнялась бы амплиту да трансформаторной э. д. с. в коммутируемой секции, если бы ток воз буждения и поток главных полюсов пульсировали с той ж е частотой, что и при неподвижном якоре. Н о в дан ном случае ток возбуждения пульси рует с коэффициентом пульсации Кшв, что снижает трансформатор ную э. д. с. Кроме того, необходимо учитывать явления магнитного за паздывания и демпфирования пото ка, вызываемые возникновением вихревых токов. Изложенное может быть представлено 'векторной диа граммой переменных составляющих (рис. 30, а). Выражение для транс Рис. 30. Векторные диаграммы нере форматорной э. д. с. Fmp примет вид менных составляющих н. с. и э. д. с.

для главных полюсов:

1, 2 Ц к К п 1 в К д COS (fan' Ю* а — при отсутствии шунта;

б — при на • (66) Етр личии активного шунта — аКп Для шихтованного ярма степень демпфирования невелика, и коэффи циент демпфирования Ко близок к единице. При массивном ярме вслед ствие возникновения в нем больших вихревых токов величина Ко значи тельно меньше единицы. На основании выражения (66) она может быть определена опытным путем. Для э т о г о необходимо в о з б у ж д а т ь двига тель пульсирующим током при постоянном значении 1 в и переменных величинах Knie или при переменных 1в и постоянном значении Knie, за меряя величины Етр. Замеры величины Етр производят м е ж д у коллек торными пластинами или в специальном витке, о х в а т ы в а ю щ е м главный полюс. В последнем случае величина Етр несколько возрастает из-за на личия потоков рассеяния. Опыты показывают, что для тяговых двигате лей с массивным ярмом коэффициент Ко довольно стабилен и составляет около 0,1. В этом случае приближенное выражение для определения тран сформаторной э. д. с. имеет вид l,2UKKnreCOSPen-W (67) в.

-тр а Кп Используя расчетные или опытные зависимости UK=UK(I), Knie = = K n i e { I ), п = п ( 1 ) и зная конструктивные параметры с у щ е с т в у ю щ и х или проектируемых двигателей, находят приближенные значения трансфор маторной э. д. с. для л ю б о г о режима работы двигателей.

При р а б о т е двигателей в режимах ослабленного поля т р а н с ф о р м а торная э. д. с. несколько снижается и определяется в зависимости от с п о соба ослабления поля.

Так, при ослаблении поля по схеме (рис. 31, а ), в которой в цепь шунта включена индуктивность Ь ш и с о б л ю д а ю т с я условия Ь г п ^ Ь ш и х ш ^г ш \, Хгп*Ггп, по катушкам главных п о л ю с о в протекает только половина пере менной составляющей тока, и уравнение (66) имеет вид OfiUnKnle c o s УгпКд •Ю ' * ~ аКп Ет м (68) Если ослабление поля осуществляется по схеме, данной на рис. 31, бу то значительная часть переменной составляющей тока может ответвлять Рис. 31. Принципиальные схемы шунтирования катушек главных полюсов:

а — индуктивным сопротивлением: б — активным сопротивлением;

в — смешанным сопротивлением ся через активный шунт. В э т о м случае намагничивающая н. с. о б м о т к и возбуждения (рис. 30, б ) (69) F = IKnle COS фгп COS фш.

ф ш может быть найден из выражения УГОЛ, %гп ф ш = arctg или фш = arctg Kv где хгп — реактивное сопротивление о б м о т к и возбуждения;

г г п — активное сопротивление цепи шунта.

Коэффициент шунтировки к -(|-1), ж где р — степень ослабления поля по постоянному току;

р = у -.

'я Трансформаторная э. д. с. для этого случая cos фш^СдЮ \,2UKKnIe COS ф г п (70) Етрм — аКп В некоторых случаях для улучшения коммутации может быть ис пользована комбинация этих вариантов, т. е. ослабление поля осуществ ляют с индуктивным шунтом, но предусматривают т а к ж е шунтировку активным сопротивлением (рис. 31, в).

Небалансная э. д. с. Так как в рабочем диапазоне двигателя период коммутации одной секции якоря меньше периода переменной составляю щей тока, то в различные моменты времени величина коммутируемого тока оказывается разной (рис. 32, б ). Реактивная э. д. с. при прочих рав ных условиях пропорциональна току и скорости вращения двигателя в рассматриваемом режиме. П о э т о м у м о ж н о представить, что реактивная э. д. с. пульсирует с частотой пульсации тока, а максимальные е р т а х и минимальные ерт[п значения ее связаны с коэффициентом пульсации тока Kni соотношениями:

ер max = In(\+Knl)\ (71) еР —Kni)' mln = Таким о б р а з о м, при пульсирующем токе реактивная э. д. е., кроме среднего значения, пропорционального значения п и /, имеет еще и пере менную с о с т а в л я ю щ у ю, амплитуда которой Ерп = КтШ = Кщвр. (72) При изменении тока якоря и скорости вращения соотношение примет вид п!

(73) Ерп вр Knli — Пн1н где /г, /, пн, / „ — с к о р о с т ь вращения и ток соответственно в рассматрива емом и номинальном режимах.

К /"Л V \ J \ \ т U Т а) 6) Рис. 32. Диаграмма коммутации тока якоря:

а — при постоянном токе;

б — при пульсирующем токе Пульсация тока в о б м о т к е дополнительных п о л ю с о в вызывает пуль сации к о м м у т и р у ю щ е г о потока и коммутирующей э. д. с. Переменную с о с т а в л я ю щ у ю коммутирующей э. д. с. находят как э. д. с. вращения, на водимую в коммутируемой секции потоком, обусловленным суммой пере менных составляющих н. с. дополнительного полюса и реакции якоря.

Переменная намагничивающая с о с т а в л я ю щ а я реакции якоря F = РряКп1яКдя c o s рЛ, (74) где Кдя — коэффициент демпфирования для магнитного потока реакции якоря;

коэффициент м о ж е т быть принят равным около 1.

Переменная намагничивающая составляющая н. с. дополнительного полюса F в зоне коммутации ^]1дп FdnKnlnKddn COS ФДП = К'FрЯКп1пКддп COS фдп, (75) = где К' — коэффициент, равный Но где — коэффициент демпфирования для магнитной цепи дополни Квдп тельного полюса.

Так как обмотки дополнительных п о л ю с о в и якоря включены встреч но, то коммутирующая н. с.

(76) F =F —F*.

|I LK |Я Л да 71 ' V Подставляя значения F и F в выражение (76) после некоторых преобразований, получим Fцк = [(cos2 cos 2 фа п ) + / ( s i n фЛ cos — 0,5тАКпт ф К — К'Кддп фяКая я дя —К'Кддп s i n фап c o s ф а п ) ]. (77) Индукция в зоне коммутации, создаваемая этой н. е., F \1К Вьепп (78) Амплитуда коммутирующей пульсационной э. д. с.

10" 8 е. (79) ЕПп = 2Вкптс1яия.

Подставляя в выражение (79) значение индукции из выражения (78) с учетом выражения ( 7 7 ), после преобразований получим cos 2 фа п ) + / ( s i n ф л c o s Екп = clпКпт{(cos2 фяКдя — К'Кддп фл/(ал — — К'Кддп sin cos (80) фап фап)].

Постоянная с определяется из выражения AiWC-lO- с= гарьл к дп бдп значения Дя, 1Я и б an — в см, а п — в об/мин.

Направление вектора пульсационной коммутирующей э. д. с. совпа дает с направлением вектора F^k. Если вектор Екп имеет положительный знак, то он направлен в сторону вектора складывается с вектором р П, имеющим то ж е направление, и увеличивает его, а при отрицатель ном значении вектор ЕКтП направлен в п р о т и в о п о л о ж н у ю сторону и уменьшает вектор Ерп.

Небалансная э. д. с. Енк определяется суммой реактивной пульсаци онной и коммутирующей э. д. с.

Енк = Ерп + Е КП• (81) Подставляя значения Ерп и Екп в выражение ( 8 1 ), получим ампли туду небалансной э. д. е.:

ЕНк = [eVnKninKnKi + cIKnKiKnin{zos2 цяКдя — К'Кддп соз2фап)] + +jcIKnKiKnin ( s i n ф я К д я c o s фЛ — К'Кддп s i n фап c o s ф а п ) (82) в, где ерн — реактивная э. д. с. в номинальном режиме в з;

Кп — отношение скоростей вращения в рассматриваемом и номи нальном режимах;

Ki — отношение тока нагрузки рассматриваемого режима к номи нальному току.

4 Заказ В е к т о р н а я д и а г р а м м а н. с. и направление вектора Епк приведены на рис. 33.

И с п о л ь з у я расчетные или опытные з а в и с и м о с т и п(1) и Kni = KKi{I) г из с о о т н о ш е н и я (82) м о ж н о у с т а н о в и т ь з а в и с и м о с т ь Е Н К = Е Н К ( 1 ). При п о л н о с т ь ю ш и х т о в а н н о й магнитной цепи д о п о л н и т е л ь н ы х п о л ю с о в можно* для практических р а с ч е т о в принимать /Саап~1. П р и м а с с и в н ы х д о п о л н и тельных п о л ю с а х и я р м е к о э ф ф и ц и е н т Кддп 1.

В случае к о м п е н с а ц и о н н о й о б м о т к и к о м м у т и р у ю щ а я пульсационная н. с. определяется н. с. т р е х о б м о т о к — я к о р я, дополнительных п о л ю с о в и компенсационной:

F =F +F ( (F ч ).

ця ЦК ЦКО ' ' где F i i f j n о п р е д е л и т с я из с о о т н о ш е н и я Р' 11дп = К"Е р я Кп1Кддп c o s фа п, в котором коэффициент / ( " = ( ! _ а) + ря Значение Рцко aFV^KnI c o s фл.

= П о д с т а в л я я э т у величину в в ы р а ж е н и е ( 8 3 ), п о с л е п р е о б р а з о в а н и й получим — а) — c o s 2 фап] + F^OMxKniWos* фяКдя-(\ К'Кддп + j • 0, 5 4 r / ( n j [ c o s ф Л sin у я К д я ( 1 — а ) — Рис. 33. Векторная — К'Кддп c o s фап sin фа п ]. (84) диаграмма пере менных составляю Учитывая у с л о в и я, принятые при в ы в о д е п о д о б н о й щих н. с. и э. д. с.

в зоне коммутации ж е з а в и с и м о с т и для двигателя б е з компенсационной о б м о т к и, получим + cos 2 ф Л ( 1 cos 2 фап]} + Енк= К^Кдя — а) — К"Кддп {ePHKniKnKi cIКгыпКп cos ф л sin ф л (1 — а ) — К"Кддп COS ф а п s i n ф а п ].

jclКп1^КпК^Кдя.

(85) Условия к о м м у т а ц и и. П р и п у л ь с и р у ю щ е м т о к е у с л о в и я коммутации зависят о т с о о т н о ш е н и я м е ж д у н е к о м п е н с и р о в а н н ы м и (небалансной и т р а н с ф о р м а т о р н о й ) э. д. с. е н к, о б у с л о в л е н н ы м и п у л ь с и р у ю щ и м т о к о м и з а п а с а м и по к о м м у т а ц и и двигателя.

К а к с л е д у е т из сравнения в е к т о р ы х д и а г р а м м для т р а н с ф о р м а т о р ной э. д. с. (рис. 30) и н е б а л а н с н о й э. д. с. (рис. 3 3 ), при определенных п а р а м е т р а х с х е м ы ш у н т и р о в а н и я о б м о т к и в о з б у ж д е н и я и конструкции м а г н и т о п р о в о д а двигателя т р а н с ф о р м а т о р н а я э. д. с. м о ж е т находиться в п р о т и в о ф а з е с н е б а л а н с н о й э. д. с. П р и принятой конструкции д в и г а т е ля ф а з а т р а н с ф о р м а т о р н о й э. д. с. м о ж е т б ы т ь у с т а н о в л е н а изменением угла ф ш, т. е. изменением величины сопротивления активного шунта. Н а пример, расчеты и о п ы т п о к а з ы в а ю т, что вектор т р а н с ф о р м а т о р н о й э. д. с.

для двигателей с о с п л о ш н ы м я р м о м у с т а н а в л и в а е т с я в п р о т и в о ф а з е с небалансной э. д. е., если шунт о б е с п е ч и в а е т о с л а б л е н и е в о з б у ж д е н и я при п о с т о я н н о м т о к е ( ( 3 ^ 0, 9 7 ).

Д л я сохранения н е о б х о д и м о й ф а з ы т р а н с ф о р м а т о р н о й э. д. с. при г л у б о к о м о с л а б л е н и и поля н е о б х о д и м о применять с х е м у с индуктивно стью (рис. 31, в). Д л я сохранения неизменным п о д о б р а н н о г о ф а з о в о г о соотношения э. д. с. во всех р е ж и м а х с о о т н о ш е н и е индуктивностей шунта и о б м о т к и в о з б у ж д е н и я д о л ж н о б ы т ь постоянным, что практически т р у д но о с у щ е с т в и м о. П о э т о м у эффективная компенсация э. д. с. д о с т и г а е т с я только в у з к о м д и а п а з о н е р е ж и м о в, близких к р е ж и м у, для к о т о р о г о на строена система.

Более полно т р а н с ф о р м а т о р н а я э. д. с. м о ж е т б ы т ь использована в качестве к о м п е н с и р у ю щ е й, если ослабление поля о с у щ е с т в л я ю т мето д о м секционирования о б м о т к и в о з б у ж д е н и я, а т а к ж е если о т с у т с т в у е т ослабление поля и п р о и з в о д и т с я регулирование с к о р о с т и вращения изме нением напряжения двигателя. И з анализа векторных д и а г р а м м с л е д у е т принципиальная в о з м о ж н о с т ь изменения т а к ж е фазы и величины неба лансной э. д. с. И з в е с т н ы схемы для э т о г о, о с н о в а н н ы е на принципе шун тирования д р у г и х о б м о т о к двигателя. Главным расчетным п а р а м е т р о м, о п р е д е л я ю щ и м электромагнитные условия коммутации, является величи на реактивной э. д. с. П о э т о м у запас по коммутации следует определять в зависимости от реактивной э. д. с. Степень искрения СИ под щеткой двигателя постоянного тока пропорциональна величине э л е к т р о м а г н и т ной энергии, запасенной в к о м м у т и р у е м о й секции от д о б а в о ч н о г о тока коммутации и выделенной на единице длины щетки в единицу времени:

(86) СИ=0,5^% где L c — индуктивность секции;

ido6 — д о б а в о ч н ы й т о к к о м м у т а ц и и ;

1Щ — длина щетки;

t — время р а з р ы в а тока.

Величина id06 определяется с у м м о й н е к о м п е н с и р о в а н н ы х э. д. с. и сопротивлением цепи к о н т у р а :

= (87) Сопротивление ] z включает в себя сопротивление п е р е х о д н о г о кон такта щетка — коллектор, сопротивление тела щетки, активное и индук тивное сопротивление секции и сопротивление петушков.

Э. д. с. в к о р о т к о з а м к н у т о м контуре т а к ж е представляет с о б о й с у м м у н е к о м п е н с и р о в а н н ы х э. д. е., вызванных различными причинами: н е с о о т ветствием п а з о в о г о поля и поля д о п о л н и т е л ь н о г о п о л ю с а, неточной на стройкой дополнительных п о л ю с о в по их н. е., влиянием поля главных п о л ю с о в в зоне коммутации, н е п р я м о л и н е й н о с т ь ю магнитной х а р а к т е р и с тики дополнительного п о л ю с а. В виде у с л о в н о й э. д. е., эквивалентной нескомпенсированной э. д. с. по влиянию на к о м м у т а ц и ю, м о ж н о учесть т а к ж е состояние рабочей поверхности коллектора и щеток.

П о л а г а я, что для данного двигателя при з а д а н н о м р е ж и м е р а б о т ы значения ЬС1Щ и t постоянны, и подставляя из уравнения (87) зна чение (доб в выражение ( 8 6 ), имеем ( 88 ) Д о п у с т и м о й степени искрения СИд с о о т в е т с т в у е т определенная вели чина остаточной д о п у с т и м о й э. д. с. е НК д, причем во время р а б о т ы д в и г а теля н е о б х о д и м о, ч т о б ы ^Снкд ИЛИ еНкд — 2енк = Ьеф0.

4* Величину Ае м о ж н о назвать з а п а с о м по нескомпенсированной э. д. с.

или запасом по коммутации. Если в секции при коммутации каким-то о б р а з о м появляется дополнительная н е к о м п е н с и р о в а н н а я э. д. е., то она не д о л ж н а превышать значения Ае.

О б ы ч н о в двигателе п о с т о я н н о г о т о к а и м е ю щ и й с я з а п а с по к о м м у т а ции м о ж е т практически с о х р а н я т ь с я при всех р а б о ч и х р е ж и м а х. В двига телях п у л ь с и р у ю щ е г о т о к а з а п а с по коммутации м о ж е т быть исчерпан вследствие т р у д н о с т и с о г л а с о в а н и я по величине и ф а з е переменных с о с т а в л я ю щ и х реактивной и к о м п е н с и р у ю щ е й э. д. е., а т а к ж е из-за возник новения таких дополнительных э. д. е., как т р а н с ф о р м а т о р н а я. Э т о может вызвать н е д о п у с т и м о е искрение.

Величину Ае м о ж н о определять опытным путем, если подпитывать дополнительные п о л ю с ы двигателя, р а б о т а ю щ е г о под нагрузкой, от по с т о р о н н е г о источника. При э т о м возни кает дополнительная нескомшенсиро J ванная э. д. с. енк, определяемая раз i н о с т ь ю ер — ек. При некотором значе нии тока подпитки (и соответственно ос " 4X V \V\ •5 3 енк) п р о и с х о д и т искрение щеток, с о о т 3 ветствующее принятой максимально д о п у с т и м о й степени искрения CHQ. Зна ~е чение енК в э т о м случае равно запасу %Ч )Уг ь по коммутации Ае.

с! с 7;

Л Предполагая прямую пропорцио нальность величины еПк н. с. подпитки О ОМ 0,6 12 16 енк в дополнительного п о л ю с а, получим Рис. 34. Зависимость степени ис крения от нескомпенсированной (89) ик дп э. д. с.

При настроенной коммутации, когда в ы д е р ж и в а е т с я у с л о в и е е р ^ е к и с о б л ю д а е т с я з а в и с и м о с т ь eK=Fdn — Fpsi, действительно соотношение F' дп (90) Fdn F рл — В ы р а ж а я величину F' через Fdn, получим (91) dn ' F =b3nFdn I под где Ьзп— ширина зоны подпитки (или о т п и т к и ) ;

Ьзп = (где 1Под — т о к подпитки или отпитки д о п о л н и т е л ь н о г о п о л ю с а ). Р а з д е л и в числитель и знаменатель правой части уравнения (90) на Fpji и подставив из у р а в нения (91) значение F', получим е' Ка Ь дп зп (92) ек Кдп—У дп где отношение, п о с т о я н н о е для данного двигателя.

Кдп = рл Учитывая, что при м а к с и м а л ь н о д о п у с т и м о й степени искрения енк = = Ае, а т а к ж е у с л о в и е ep^eKt имеем Л _h Кдп (93) zac? — ерозп ~ Кдп— Выражая величину ер через номинальное расчетное значение ерн и учитывая ее связь с з а в и с и м о с т ь ю п = п ( 1 ), окончательно получим til, Кдп А &e = ePH-—z-b3n (94) п н 1н Лап — Приближенную оценку коммутационной напряженности м о ж н о про изводить сравнением расчетной н е к о м п е н с и р о в а н н о й э. д. с. с запасом двигателя по н е к о м п е н с и р о в а н н о й э. д. е., установленным из соотноше ния (94) для подобных по конструкции двигателей или с графиком, дан ным на рис. 34 [25]. Так как в отдельных случаях в тяговых двигателях повышается искрение у ж е при работе на постоянном токе, то при пользо вании графиком надо понижать д о п у с т и м у ю нескомпенсированную э. д. с.

для заданной максимально допустимой степени искрения на величину, с о о т в е т с т в у ю щ у ю степени искрения при постоянном токе и определяемую по э т о м у графику.

§ 13. МЕХАНИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ РАБОТЫ ЩЕТОК И ВЫБОР ИХ РАЗМЕРОВ В тяговых двигателях, являющихся машинами с очень высоким ис пользованием активных материалов, проблема токосъема с коллектора особенно важна. При работе двигателей на пульсирующем токе пробле ма еще более усложняется, и поэтому р а з р а б о т к е узла токосъема щетко д е р ж а т е л ь — щетка — коллектор необходимо уделять б о л ь ш о е внима ние. При удачном конструктивном и технологическом решении э т о г о узла часто получают лучшие результаты, чем при применении сложных специ альных схем и устройств.

Правильный выбор марки щеток для двигателей пульсирующего то ка имеет большее значение, чем для двигателей постоянного тока.

Одной из главных характеристик щеток являются их вольт-амперные характеристики А и щ Ц щ ) у т. е. зависимость падения напряжения под щет кой от плотности тока в щетке. Они весьма различны для щеток разных марок. На рис. 35 представлены вольт-амперные характеристики различ ных щеток при наличии скользящего контакта. Щетки, имеющие большее переходное падение напряжения, обеспечивают больший запас по коммутации. В а ж н о е значение имеют такие показатели щеток, как твердость, удельное сопротивление, коэффициент трения, износоустойчи вость и т. д.

На коммутацию оказывает влияние и конструкция щеток. Главное требование к узлу щеткодержателя заключается в обеспечении устойчи вого положения щеток, необходимого для стабильности условий токосъе ма. Практически такое требование выполнить трудно.

При перекосе щетки возникает касательная составляющая силы на жатия (рис. 36, а). Ее величина зависит от высоты щетки. Если щетка новая, то эта сила меньше, так как меньше угол а. При износе щетки со ставляющая сила нажатия увеличивается. Эта сила может возрастать также и с увеличением ширины щеток. При вращении коллектора появ ляется сила трения F Р COS О^ТР.Щ, = M где Р — сила нажатия на щетку;

!тр.щ — коэффициент трения щетки о коллектор.

Коэффициент трения \тр.щ зависит от многих факторов. Так, на его величину влияют температура контакта, марка щеток, скорость враще ния, состояние поверхности коллектора, влажность о к р у ж а ю щ е г о возду ха и т. д. Таким о б р а з о м, сила трения непостоянна. При вращении кол лектора по часовой стрелке и колебании силы F m p. щ около Р sin а поло жение щетки становится неустойчивым, и появляется вибрация щетки с частотой, зависящей от размеров щетки, условий нажатия и т. д.

При вращении коллектора против часовой стрелки силы Р sin а и Ртр.щ совпадают. Нижняя часть щетки при этом будет прижата к стенке щеткодержателя, и положение щетки делается более устойчивым.

Ч а с т о нажатие на щетку производится под некоторым углом (рис. 36, б ). В этом случае касательная сила P s i n a поворачивает щетку около точки в, прижимая н и ж н ю ю часть щетки к стенке щеткодержателя.

Сила прижатия зависит от размера h { и высоты гнезда щеткодержателя.

При вращении коллектора против часовой стрелки в о з м о ж н о неустойчи вое положение щетки и появление вибрации. Касательная сила также за висит от конструкции контакта в точке а. При большом коэффициенте трения в контакте касательная сила сравнительно велика. При проекти щеток: Рис. 3G. Определение механиче / — CEG 97В;

2 — ЭГ-74;

3 — ЭГ-2А CKIIX условий работы щеток ровании щеткодержателей необходимо выбирать конструкции, обеспечи вающие минимальное значение этой силы.

Для смягчения контакта в точке а м е ж д у нажимным пальцем и щет кой иногда применяют.резиновые прокладки. Однако в этом случае так же при неблагоприятном сочетании условий возможен поворот щетки относительно точки в и, следовательно, неустойчивая работа контакта.

Из рис. 36, а видно, что для уменьшения касательной силы необходи мо снижение угла а. Н а р я д у с сокращением зазора м е ж д у щеткой и щет кодержателем э т о г о м о ж н о достигнуть уменьшением ширины щетки.

Так как ширину щетки в ы б и р а ю т из условий допустимой плотности тока и обеспечения необходимой ширины зоны коммутации, то практически наиболее приемлемым решением в данном случае является применение разрезных щеток. При э т о м элементарная щетка работает как бы само стоятельно. П о э т о м у ширина щетки становится в 2 или 3 раза меньше, уменьшается в о з м о ж н о е отклонение поверхности контакта б от осевой ли нии. Это снижает касательную силу и улучшает условия работы контакта.

Однако при применении разрезных щеток возрастает их износ по ши рине вследствие увеличения числа трущихся поверхностей. При переком мутации вследствие некоторой неточности настройки дополнительных полюсов б о л ь ш е м у износу подвержен более нагруженный набегающий край щетки, и точка контакта б перемещается в сторону вращения кол лектора (рис. 3 7 ). При перекосе щетки (на угол а) появляется касатель ная сила, направленная в сторону вращения. При совпадении по направ лению этой силы и силы трения создается постоянное прижатие щетки.к стенке щеткодержателя, и положение щетки становится более устой чивым. При недокоммутации интенсивному износу подвержен сбегающий край щетки. В этом случае точка б имеет тенденцию смещения против направления вращения, а касательная составляющая силы нажатия на правлена против силы трения. При определенном соотношении этих сил в о з м о ж н о неустойчивое положение щетки и появление ее вибрации. П о этому в отношении обеспечения устойчивой работы щеток недокоммута ция нежелательна.

При выборе технологических допусков, например для воздушных зазоров под дополнительными полюсами, поле допуска следует прини мать в сторону уменьшения зазора. При настройке коммутации двигате лей, р а б о т а ю щ и х на постоянном токе, не о б х о д и м о предусматривать некоторую их перекоммутацию.

Правильный в ы б о р конструкции щет кодержателя и марки щеток оказывает большое влияние на формирование меха нических условий токосъема. При этом важное значение имеет соотношение раз меров щеток, с п о с о б нажатия на них, жесткость нажимного устройства, меха нические свойства щеток и т. д. Однако каким бы совершенным ни был щеткодер.жатель, факторами, определяющими ком Рис. 37. Определение влияния мутацию, являются конструкция и техно- характера коммутации на ме логия изготовления коллектора. ханические условия работы щеток:

Установлено, что если на коллекторе а — перекоммутация;

б — недо имеются неровности (выступание отдель коммутация;

vк — окружная ско ных пластин на 3—10 мкм), добиться хо- рость коллектора рошей коммутации трудно. Плавность хо да щетки по коллектору нарушается при прохождении неровностей кол лектора под щеткой. При этом предполагают, что начало нарушения плавности хода щетки возникает в тот момент, когда неровность коллек т о р а касается набегающего края щетки. Сделав некоторые допущения, можно предположить, что энергия, развиваемая в этот момент, частично рассеивается в виде тепла и преобразуется в р а б о т у деформации кол лекторных пластин, частично передается щетке и обусловливает возник новение ее вибраций. Размеры щеток для тяговых двигателей выбирают с учетом многих факторов, так как размеры щеток в значительной сте пени определяют надежность работы всего узла токосъема. Иногда опти мальные размеры и конструкцию щеток выбирают путем сравнительных испытаний щеток на двигателе. Длина щеток обычно составляет 50— 30 мм. Более длинные щетки применяют в двигателях с меньшей о к р у ж ной с к о р о с т ь ю коллектора. Более благоприятная работа щеток будет при меньшей их длине, но ее уменьшение ограничивается усложнением конструкции щеткодержателя. В тяговых двигателях обычно применяют щетки шириной 16—25 мм, причем лучше р а б о т а ю т узкие щетки. При выборе размеров щеток учитывают следующие факторы:

1. Величину реактивной э. д. с. Для ее снижения целесообразно при менять более широкие щетки. Однако при расширении щеток увеличива ется зона коммутации и усиливается влияние главных полюсов на ком мутацию.

2. Удельные потери на коллекторе. При увеличении ширины щеток в о з р а с т а ю т пропорционально удельные потери на коллекторе, что повы ш а е т его нагрев и температуру щеток.

3. Равномерность давления на щетки. Увеличение ширины щеток при несовершенстве нажимного устройства и наличии зазоров между щет кой и щеткодержателем приводит к неравномерному распределению дав ления на щетки, повышая износ щеток и коллектора. При этом появляет ся необходимость применения разрезных щеток, что, однако, не обеспечи вает полностью равномерного давления. При размещении отдельных элементов разрезных щеток в разных гнездах усложняется щеткодержа тель, поэтому такое размещение элементов применяется редко.

4. Плотность тока. Размеры щеток определяются т а к ж е допустимой плотностью тока, в ы б о р которой, в с в о ю очередь, зависит от многих фак торов. При повышении плотности тока под щеткой увеличивается износ и повышается нагрев щеток, а также снижается надежность крепления токоотводящих проводов. На практике плотность тока при номинальном режиме составляет 10—15 а/см2. Меньшие значения принимают при мень ших отношениях номинальной силы тяги к jui а/см нагрузке на колесную пару. Плотности тока под щетками ]'щ рекомендуется выбирать в соответствии с рис. 38 и -с учетом унифика ции их размеров.

5. Длину коллектора. Осевые размеры коллектора определяются размерами щеток.

При выбранном диаметре коллектора и ско рости вращения двигателя длина коллекто ра ограничена механическими напряжения 10 Бщ см2 ми в его элементах, что надо учитывать при 2 Ц 6 в ы б о р е ширины щеток.

Рис. 38. Зависимость номиналь 6. Размеры щеток. Размеры щеток для ной плотности тока под щеткой от ее сечения s n тяговых двигателей в ы б и р а ю т в соответст вии с рекомендациями стандарта. О б ы ч н о длина щеток составляет 32, 36, 40 или 50 мм, ширина — соответственно для цельных и разрезных щеток 16(8 + 8 ), 20(10 + 10), 25(12,5 + + 12,5) мм.

7. Конструкцию щеткодержателя. Размеры щетки зависят также от конструкции щеткодержателя. Для щеткодержателей обычной конструк ции целесообразно уменьшать ширину щеток, что повышает их механи ческую устойчивость. При необходимости расширения зоны коммутации (увеличения расчетной ширины щеток) и желании сохранить благоприят ные условия для работы щеток применяют щеткодержатели с двумя ря дами окон ( т а н д е м ). В ы с о т у щеток принимают с учетом обеспечения д о статочной износостойкости, обычно в пределах 40—55 мм для новой щет ки. Меньшая высота соответствует щеткам меньших поперечных р а з меров.

§ 14. РАСЧЕТ МАГНИТНОГО ПОЛЯ В ВОЗДУШНОМ ЗАЗОРЕ Магнитные поля в воздушном з а з о р е зависят от намагничивающих сил обмотки главных полюсов, реакции якоря и обмотки дополнительных полюсов. При расчете полей в зазоре и их анализе обычно считают, что сердечники магнитопровода не насыщены. Это позволяет упростить рас четы. Для у д о б с т в а сначала р а с с м а т р и в а ю т магнитные поля при вклю чении отдельных о б м о т о к двигателя, а потом — результирующее поле в зазоре. Наибольший интерес для практики представляет картина маг нитного поля у поверхности якоря, в зоне, расположенной м е ж д у нако н'ечниками соседних главных полюсов.

Картину распределения индукции в воздушном зазоре получают, обычно используя метод единичных магнитных т р у б о к (56]. При э т о м предполагают, что распределение магнитного поля в сечениях, перпенди кулярных к оси двигателя, по длине сердечника якоря одинаково и что поверхности полюсного башмака и якоря являются поверхностями рав ного потенциала, которые пересекаются магнитными линиями в зазоре под прямым углом. К р о м е того, д о п у с к а ю т, что ось дополнительных по люсов, внутренняя поверхность ярма и поверхность якоря по условиям симметрии имеют одинаковый потенциал. Катушку полюса заменяют н. с.

в тонком слое на боковой поверхности сердечника полюса (рис. 3 9 ).

Высоту сердечника полюса с распределенной н. с. делят на несколько равных частей — уровней магнитного потенциала. Все межполюсное пространство и пространство воздушного зазора делят на единичные трубки и разделяют равнопотенциальными поверхностями. При построе Рнс. 39. Магнитное поле при возбуждении главных полюсов:


1 — 8 — номера единичных трубок нии сетки с о б л ю д а ю т условие равенства средней ширины Ь х и средней длины 6 Х к а ж д о г о элемента. Построение единичных т р у б о к начинают с трубок, расположенных под серединой полюса.

Обычно зазор полх полюсом делят на т частей (две — четыре) равно потенциальными поверхностями, пересекающими магнитные линии под прямым углом. При равномерном зазоре единичные трубки под полюсом одинаковы.

При расходящемся зазоре за исходную трубку принимают трубку, р а с п о л о ж е н н у ю на участке, где зазор равен эффективному зазору ЬЭф\ эффективный зазор бЭф = где 6' — эффективное значение эксцентричного зазора;

6' — 0,756i + + 0,2562;

61 и 62 — зазоры под серединой и краем полюса;

обычно б 2 ^ 2, 5 б ь Средняя ширина исходной единичной трубки ЬиСх = )эф Для более точного построения поля в зоне м е ж д у полюсами допол нительно подразделяют единичные трубки и уровни потенциала. Тогда индукция на поверхности якоря в л ю б о й точке определится из соотно шения (95) = гпхах 6эф где В — расчетная индукция в з а з о р е в гс;

б эф число п о д р а з д е л е н и й у р о в н я м а г н и т н о г о потенциала в р а с тх— сматриваемой точке;

ах— ширина р а с с м а т р и в а е м о г о э л е м е н т а единичной трубки, з а м е ренная по п о в е р х н о с т и я к о р я, в см;

х — р а с с т о я н и е по п о в е р х н о с т и я к о р я о т нейтральной оси д о сере дины р а с с м а т р и в а е м о г о э л е м е н т а единичной т р у б к и в см;

М — масштаб чертежа.

Р а с ч е т н ы е данные с в о д я т в ф о р м у 1.

ФОРМА X в см ах в см Примечание Вх в гс тх Из у с л о в и й симметрии при х = О индукцию на п о в е р х н о с т и якоря так ж е п р и н и м а ю т равной нулю. М а г н и т н о е поле с т р о я т о р и е н т и р о в о ч н о :

т о ч н о с т ь расчета с р а в н и т е л ь н о н е в ы с о к а. П о данным ф о р м ы 1 с т р о я т к р и в у ю распределения индукции в з а з о р е для половины п о л ю с н о г о деле ния, а с у ч е т о м с и м м е т р и и — для в с е г о деления (рис. 40, а, кривая / ).

К р и в а я распределения индукции по п о в е р х н о с т и якоря в с л у ч а е его вращения б у д е т п р е д с т а в л я т ь с о б о й в д р у г о м м а с ш т а б е к р и в у ю р а с п р е деления м е ж л а м е л ь н ы х напряжений по о к р у ж н о с т и коллектора. М е ж л а мельное н а п р я ж е н и е в л ю б о й т о ч к е х о к р у ж н о с т и к о л л е к т о р а в, (96) ex = keBx где ke — расчетный к о э ф ф и ц и е н т.

Расчетный коэффициент... п2рРя1я-10~ ~ 60а П• ке (97) Максимальное межламельное напряжение при х о л о с т о м ходе для равномерного зазора _ 2eU Полученная кривая представляет с о б о й также изменение во времени э. д. с. каждой секции якоря. Э. д. с. м е ж д у двумя разнополярными щет к а м и — сумма мгновенных значений э. д. с. проводников, находящихся между щетками, и выражается суммой ординат кривой, с о о т в е т с т в у ю щ и х к а ж д о м у проводнику. Д и а г р а м м у нарастания э. д. с. при перемещении точки по окружности коллектора называют потенциальной кривой (рис. 40, а, кривая 5 ). Если обмотки главных п о л ю с о в питаются пульси рующим током, то кривая магнитного поля, а следовательно, и потен циальная кривая имеют отклонения, с о о т в е т с т в у ю щ и е пульсации тока (при отсутствии насыщения). В связи с тем, что частота вращения и частота пульсации тока возбуждения fn обычно одного порядка, изме нение во времени э. д. с. каждой секции происходит по кривой, в пределах кривых 4. Переменная с о с т а в л я ю щ а я пульсирующего основного потока наводит в секциях т а к ж е т р а н с ф о р м а т о р н у ю э. д. с.

е т р = 4,44/( п ф Фо/п- Ю~8 в, где / С — коэффициент пульсации магнитного потока;

Фо — основной магнитный поток.

Распределениё значений трансформаторной э. д. с. секций в пределах полюсного деления показано кривой 2 (рис. 40, а).

Включение якоря. Р а с с м а т р и в а я этот случай, предполагают, что стальные участки магнитопровода не насыщены и их магнитным сопро тивлением м о ж н о пренебречь. О б м о т к у якоря условно представляют в виде равномерного слоя меди, имеющего о б ъ е м тока на единицу длины по окружности якоря, равный величине линейной нагрузки. Тогда индук ция в зазоре на расстоянии х от середины полюса (рис. 40, б) В х А ~ 0,86*К б х где 6х — величина воздушного зазора на расстоянии х от середины полюса.

В случае равномерного зазора индукция возрастает прямолинейно д о конца полюсной дуги, а м е ж д у наконечниками п о л ю с о в в связи с уве личением зазора индукция уменьшается, но под дополнительными полю сами она вновь возрастает. Пользуясь методом единичных магнитных трубок, м о ж н о построить картину поля в воздушном зазоре. При питании только якоря и его вращении в секциях наводится э. д. с. вращения. При питании якоря пульсирующим током положение кривой магнитного поля изменяется с частотой, соответствующей частоте пульсации тока;

кривая поворачивается около точки О в пределах ординат для каждой точки кривой, равных bx(lztKni). Э. д. с. вращения каждой секции при этом изменяется в соответствии с распределением индукции.

Переменная составляющая пульсирующего тока, кроме того, вызы вает падение напряжения на индуктивностях секции. При этом рассмат р и в а ю т составляющие э. д. с. самоиндукции секций е{ и е2 переменным потоком рассеяния, сцепленным с секциями одного паза и пульсациями потока реакции якоря. Так как условия для потоков рассеяния всех пазов примерно одинаковы, то э. д. с. ех т а к ж е одинаковы (рис. 40, в). Э. д. с.

самоиндукции е2 имеет наибольшее значение для секций, находящихся под серединой главного полюса.

Результирующее поле под главным п о л ю с о м. Результирующее поле под главным полюсом получают суммированием полей полюсов и якоря.

Результирующее поле при отсутствии насыщения, соответствующего обычно работе при ослабленном поле, показано на рис. 40, г. Влияние на сыщения сказывается в некотором уменьшении максимальных индукций под полюсом и в понижении наибольших межламельных напряжений на коллекторе. Если двигатель питается пульсирующим током, то, как пра вило, пульсация тока якоря значительно больше, чем тока обмотки глав ных полюсов. В этом случае результирующее поле пульсирует с частотой о Рис. 41. Магнитное поле при включении якоря и дополнитель ных полюсов fn в пределах, ограниченных на рис. 40, г штриховыми линиями. Таким о б р а з о м, при отсутствии насыщения межламельные напряжения на кол лекторе пульсируют в зоне наконечников полюса и максимальные зна чения напряжения повышаются на 1 0 — 1 5 %. Наличие компенсационной обмотки устраняет и с к а ж а ю щ е е влияние реакции якоря на поле главных полюсов, и результирующая кривая поля остается симметричной отно сительно середины главного полюса.

Поле в зоне коммутации. Для анализа процессов коммутации значи тельный интерес представляет рассмотрение поля в зоне дополнительных п о л ю с о в (рис. 4 1 ). Магнитное поле в зоне дополнительного полюса стро ят т а к ж е с использованием метода единичных трубок. Н. с. катушки до полнительного полюса Fdn предполагают равномерно распределенной в тонком слое по боковой поверхности на высоте полюса hdn. Если м е ж д у полюсами и ярмом отсутствует зазор, то нулевое значение магнитного потенциала принимают у основания полюса, а максимальное значение — на его наконечнике. Магнитное напряжение зазора под полюсом у якоря F где — максимальное значение индукции под дополнительным В 6 дп шах полюсом;

6 an, Къдп —соответственно воздушный зазор под дополнительным полюсом и его коэффициент.

Величину ^ б а п т а х определяют из выражения ' Ю g _ Р max е 6 an max ~~ 2ТяОя ' где ер щах — максимальное значение реактивной э. д. с. в в.

Н. с. реакции якоря принимают т а к ж е равномерно распределенной в тонком слое по окружности якоря. Нулевое значение магнитного потен циала принимают под серединой главного полюса, максимальное значе н и е — под серединой дополнительного полюса. Магнитное напряжение зазора усиливает н. с. якоря в виде нарастающих уровней магнитного потенциала;

при этом Fpjl + F6 =Fdn• Точки на поверхности якоря и точки в зазоре на осевой линии допол нительного полюса соединяют на глаз с соответствующими точками (имеющими тот ж е потенциал) на б о к о в о й поверхности полюса линиями равного потенциала. Единичные трубки и их подразделения строят так же, как и для поля главного полюса, предполагая, что внутренняя по верхность ярма, контур главного п о л ю с а и осевая линия главного полюса в зазоре имеют нулевой потенциал.

Если под дополнительным п о л ю с о м у ярма предусмотрен второй за з о р 62, его магнитное напряжение Fa — (F +FA).

62 дп ря fi' v Нулевое значение потенциала предполагают на поверхности ярма (рис. 4 1 ), а напряжение F6 —у поверхности основания полюса. Зазор разбивают на ряд уровней. П о с к о л ь к у потенциал основания полюса при нят равным F, то точку с нулевым потенциалом переносят от основания по направлению к я к о р ю на расстояние \_ h' = Адп где F дп Адп = hdn Точки одинакового потенциала на осевой линии дополнительного по люса во втором зазоре и на боковой поверхности полюса соединяют лини ями равного потенциала.

После построения картины поля находят величину индукции в зазоре у основания каждой трубки. За начало координат принимают точку О пересечения окружности якоря с осью дополнительного полюса. При мак симальной индукции под центром полюса индукция в каждой точке х 6 дп max Шхах где Ьэф=бК6дп Данные расчета сводят в форму, п о д о б н у ю форме 1. П о этим данным из условий симметрии строят кривую магнитного поля в зазоре под до полнительным п о л ю с о м (рис. 42, а, кривая 2). На э т о м ж е графике нано сят часть кривой поля от главного полюса (кривая 3) и результирующую кривую У, обусловленную н. с. якоря, дополнительных и главных полюсов.


Так как в тяговых двигателях обмотки якоря выполняют с укороченным шагом, равным e = 0, 5 / i, т о для получения усредненной кривой поля всей катушки полученную кривую вычерчивают д в а ж д ы со смещением е и за тем строят по ним с р е д н ю ю кривую с началом координат, сдвинутым от середины полюса на величину 0,5е (рис. 42, б ). Усредненная кривая маг нитного поля в зазоре в другом м а с ш т а б е представляет с о б о й коммутиру ю щ у ю э. д. с. ек (рис. 42, в). Сравнивая кривую ек с кривой пазового поля.

делают заключение о целесообразной ф о р м е наконечника дополнитель ного полюса, правильности в ы б о р а щеточного перекрытия, степени влия ния поля главных п о л ю с о в в зоне коммутации.

§ 15. РАСЧЕТ ПОТЕНЦИАЛЬНЫХ УСЛОВИЙ НА КОЛЛЕКТОРЕ Сравнительно большие средние межламельные напряжения на кол лекторе, высокие окружные скорости коллектора и г л у б о к о е ослабление поля вызывают необходимость обязательного анализа потенциальных условий коммутации тяговых двигателей. Э т о м у вопросу при проектиро вании двигателей уделяют значительное внимание.

Некомпенсированные двигатели. Обеспечение приемлемой потенци альной напряженности особенно существенно для некомпенсированных двигателей. Вследствие значительного искажения магнитного поля в воз душном зазоре при глубоком ослаблении поля возникают высокие меж ламельные напряжения, которые приводят при определенных условиях к круговому огню и перебросам по коллектору.

Как следует из уравнений (96) и ( 9 7 ), среднее межламельное напря жение, с о о т в е т с т в у ю щ е е среднему значению индукции в зазоре еср=В ^—п. (98) Максимальное межламельное напряжение ВА б шах max &ср о ^cpk'y = В где/г" — коэффициент искажения магнитного поля в зазоре, с о о т в е т с т в у ющий отношению В. и В А на рис. 40, а и г.

о max о ' г Поскольку величина индукции под полюсом на расстоянии х от его середины определяется результирующей н. с.

Fx=F6+Fz+Fp*+xA, где х — расстояние, отложенное от середины полюса по направлению по вышения индукции (против направления вращения двигателя), и величи ной магнитного сопротивления в точке х (величиной зазора 6 Х ), то можно подобрать такую форму наконечника главного полюса, при которой по вышение индукции на расстоянии х не превысит индукции под серединой полюса ^ б с р, максимальной при холостом ходе, т. е.

ВА. (99) =ВА ба ^ с б ср б max 4 Учитывая, что в наиболее тяжелом режиме по потенциальным усло виям (наиболее глубоком ослаблении поля) н. с. главных полюсов затра чивается в основном в воздушном зазоре и зубцах якоря, то н. с. в точке х можно представить в виде Fx=Fzn+хА, где Р г п — н. с. главного полюса.

Величина зазора, удовлетворяющая условию уравнения (99), 6*^0,4^^-. (100) б шах Практически форму зазора выбирают несколько отличной от формы, получающейся из данного выражения. Межламельное напряжение в лю бой точке 2pU(.t FPA б (101) = где FPil — н. с. реакции якоря;

б — расчетный зазор.

, Напряжение на 1 см окружности коллектора ех е х = — в/см.

Рк Максимальные межламельные напряжения, определенные по урав нению (101), несколько отличаются от действительных из-за неточности определения коэффициента магнитного перекрытия, отсутствия учета пульсаций магнитного поля в зубцах и т. д. Максимальные напряжения тах между соседними пластинами, полученные по выражению (101), не должны превышать указанные ниже значения для стационарных ре жимов при наиболее глубоком ослаблении поля.

Толщина межламельной изоляции Л в мм 0,8 1,0 1,2 1, Максимальное напряжение етах 35 40 45 вв Максимальное напряжение на 1 см окружности коллектора е т а х не должно превосходить 80—90 в/см. Приведенные значения е т а х и е т ах яв ляются усредненными;

они зависят от состояния коллектора и щеток, качества коммутации, окружной скорости коллектора, величины коллек торного деления, частоты и качества переходных процессов в цепи двига теля и т. д. В связи с невозможностью точно учесть все факторы макси мальные межламельные напряжения практически принимают на 5 — 1 0 % меньше.

При практических расчетах потенциальные условия можно предва рительно оценивать отношением 2 Рты F г 0,75-=-1,1, (102) а Ах a F ря где К у — коэффициент устойчивости;

Pmm — минимальный коэффициент ослабления поля.

Меньшие значения принимают 'пр;

И меньших средних межламель ных напряжениях, большей толщине межламельной изоляции и большей величине коллекторного деления.

Компенсированные двигатели.

В тяговых двигателях компенсаци онную о б м о т к у выполняют так, что бы ее линейная нагрузка была при мерно равна линейной нагрузке якоря:

АК0~А.

Так как компенсационную об мотку укладывают в пазы, то при суммировании ее н.с., н.с. главного полюса и якоря получается пилооб разная кривая (рис. 4 3 ), характери зующая изменения н. с. и индукции в зазоре. Максимальное значение. _ н. с. в зазоре р f = б max гп п 1л, ^коА-ко Рис. 43. К расчету потенциальных - м l + условий на коллекторе:

где tKO — шаг пазов компенсацион а — распределение н. с. главных полюсов на полюсной дуге;

б — распределение ной обмотки.

н. с. компенсационной обмотки и н. с. ре При условии акции якоря на полюсной дуге;

в — рас пределение суммарной н. с. на полюсной дуге;

г — распределение индукции на по- А -А- -Ь-?-- люсной дуге /1К0 —/1, — Z, ширина (где Z K 0 — число пазов компенсационной обмотки на полюс, Ь р полюсной дуги) получим ЬрА =F (l F =F б max 7 9р гп\ 'J гп х \ 7 b/ ^когп ^коК ' х 2 Fan где k= bvA ' Минимальное значение н. с.

(1 1 ~) Р =F Omin гпУ1 ZK„k Г Коэффициент искажения поля при э т о м k' = =i+ l 7 k' tcp б cp ^ Kflt откуда i -). „03) Более точное выражение, учитывающее наличие зубцов на полюсе, скоса пазов и укорочения обмотки якоря для простой петлевой обмотки, имеет вид [59] где К 6 г п — к о э ф ф и ц и е н т зазора, учитывающий зубчатость полюсного наконечника;

Ксп — коэффициент скоса.

Коэффициент скоса я с —т s i n If ск Я Лек = tCK где с — величина скоса;

tCK — шаг скашиваемых пазов.

Как показывает расчет и практика, пульсации межламельных напря жений при компенсационной о б м о т к е могут быть значительными, а по э т о м у принимают меры к их снижению (увеличивают число пазов на по л ю с, скос пазов якоря, применяют закрытые пазы на полюсе и т. д. ).

Используя уравнения (101) и (103) и сравнивая проектируемый двига тель с работающими, устанавливают потенциальную напряженность дви гателя. Из этих же соотношений устанавливают минимальный коэффици ент ослабления поля.

§ 16. ОСОБЕННОСТИ КОММУТАЦИИ ПРИ ПЕРЕХОДНЫХ РЕЖИМАХ При переходных режимах н а б л ю д а ю т с я следующие особенности процесса коммутации двигателей:

1) в результате насыщения магнитной цепи дополнительных полю с о в при значительных перегрузках нарушается линейная зависимость между коммутирующими потоком и током якоря, что приводит к непол ной компенсации реактивной э. д. е.;

2) вихревые токи, возникающие в магнитопроводе, вызывают отста вание по времени изменения к о м м у т и р у ю щ е г о потока от изменений тока якоря;

3) при изменении магнитного потока главных полюсов во времени в коммутируемых секциях возникает дополнительная трансформаторная э. д. е.;

4) значительно у х у д ш а ю т с я потенциальные условия коммутации.

Магнитную цепь дополнительных полюсов тяговых двигателей про ектируют так, чтобы она не насыщалась при 1,5—2-кратной перегрузке по току. Однако из-за различного значения индукции на отдельных участках цепи, особенно при применении магнитных болтов крепления дополнительных полюсов, зависимость к о м м у т и р у ю щ е г о потока Ф к от н. с. Fdn может становиться нелинейной (рис. 44, а). При коммутации, настроенной в номинальном режиме, переход двигателя на работу с пони 5 Заказ 1278 женной нагрузкой приводит к перекоммутации. Этот эффект усиливается еще и тем, что реактивная э. д. с. при понижении нагрузки уменьшается относительно быстрее под в о з р а с т а ю щ и м влиянием вихревых токов при повышении скорости вращения. Если перегрузки значительны и превы шают в 2—2,5 раза номинальную нагрузку, то из-за насыщения магнитной цепи пропорциональность м е ж д у величинами Ф к и / Л нарушается в боль шей степени, чем следует из кривой намагничивания магнитной цепи (кривая 1 на рис. 44, б ). Это вызывается потоком рассеяния дополнитель ных полюсов Ф 8, превышающим Ф к в несколько раз (рис. 44, в).

Для эквивалентной цепи имеем Фке + Fdn — Fpjl = bKR Mi ^ Фи 71 где Фап — поток дополни jn тельного полю са;

iZ отсюда коммутирующий л поток Кмяр (Fdn — Fvsl) — и — Фап (Rb\i2 + R\i*p) J RMf2 Фк = бм-i Фв ' 1 F ' гdn (105) 'Tt Сопротивления R ^ и постоянны. Сопротив ^ Л Р зависит от сте ЛеНИе/ тh пени насыщения ярма и в) полюса потоком Фап- При значительных перегруз Рис. 44. К определению характеристик магнитной цепи дополнительного полюса: ках произведение ФапХ а — при наличии быстронасыщающихся участков;

х Растет б — при перегрузках;

в — эквивалентная электрическая быстрее, чем разность цепь;

г — пути замыкания потоков;

R. иR~ До2 — Fdn — Fvsl1 за счет потока магнитные сопротивления воздушных зазоров под до ярме;

%яр и полнительным полюсом у якоря и рассеяния и увеличения R магнитные сопротивления ярма и пути потока сопротивления При рассеяния;

Фн— номинальный поток этом характер зависимос ти Ф к = Ф к ( / я ) показан на рис. 44, б (кривая 2). Таким о б р а з о м, при значительных перегрузках мо жет д а ж е измениться знак к о м м у т и р у ю щ е г о потока. Как видно из выра жения (105) для потока Ф к, постоянство сопротивления R ^ препятству ет э т о м у изменению знака потока, в связи с чем в дополнительных полюсах тяговых двигателей предусмотрен второй зазор.

Резкое изменение потока дополнительных полюсов в сердечнике по.

люса и в ярме (при их массивной конструкции) с о п р о в о ж д а е т с я наведе нием вихревых токов, вызывающих отставание изменений потока во времени и его демпфирование. Коммутирующий поток в переходном режиме Фк = ^ап— (Fpa + Feuxp (106) |б ' я где Feuxp — н. с. вихревых токов;

— проводимость з а з о р о в в цепи к о м м у т и р у ю щ е г о потока.

П р о в о д и м о с т ь зазоров в цепи к о м м у т и р у ю щ е г о потока 1дп{Ьдп + 2,5б 2 ) /л(&к+2,56ап) + \io \б='110 6 2(Удп ЬдпК, дп б где / л и 1дп — длина сердечников якоря и дополнительного полюса;

Ь к и Ьдп — ширина сердечника дополнительного полюса со стороны якоря и ярма;

Ьдп и б? — зазоры под дополнительным полюсом у якоря и ярма.

Величиной падения магнитного напряжения на стальных участках магнитопровода м о ж н о пренебречь.

Из соотношения (106) видно, что при неустановившемся режиме на рушается пропорциональность м е ж д у коммутирующим потоком Ф к и током.

На рис. 45, а приведены принципиальные кривые изменения тока, к о м м у т и р у ю щ е г о потока и э. д. е., о т р а ж а ю щ и е р а б о т у дополнительного полюса при восстановлении напряжения двигателя. М а с ш т а б ы п о д о б р а ны так, что кривые / и ер совпадают;

т а к ж е с о в п а д а ю т кривые Ф к и еКу 1,еР У о) Рис. 45. К определению э. д. с. в коммутируемых секциях при переходном режиме:

а — характер изменения реактивной и коммутирующей э. д. е.;

б — характер изменения трансформаторной э. д. е.;

1 — при на растании потока;

2 — при убывании потока поскольку ер = 1 и ек==Фк. Разница м е ж д у значениями ек и ер представ ляет собой небалансную э. д. с. енк, в ы з ы в а ю щ у ю искрение щеток. Если величина енк значительно превысит запас по коммутации, т. е. енк^Ае, то вспышка искрения м о ж е т быть такой интенсивной, что в определенных условиях возникнет круговой огонь.

При изменении во времени потока главных п о л ю с о в в коммутируемой секции наводится трансформаторная э. д. с.

йФгп 1Л етР = —т— 10~ 8.

at Трансформаторная э. д. с. имеет наибольшую величину в начальный момент переходного процесса и может достигать нескольких вольт. При нарастании главного потока трансформаторная э. д. с. совпадает с ком мутирующей э. д. е., что улучшает условия коммутации. При уменьшении потока трансформаторная э. д. с. направлена против коммутирующей э. д. с. (рис. 45, б ).

Д л я уменьшения демпфирующего влияния вихревых токов на комму тирующий поток применяют шихтованные дополнительные полюсы, неме таллические прокладки под дополнительными полюсами и т. п.

5* Опытными данными установлено, что демпфирующий эффект вихре вых токов м о ж е т быть снижен при применении шихтованных полюсов на 1 5 — 2 0 %, неметаллических прокладок "(при шихтованных полюсах) — на 1 0 — 2 0 %, компенсационной обмотки — на 10%. Большой эффект до стигается при шихтованной конструкции магнитной цепи дополнительных полюсов (шихтованные вставки). В этом случае демпфирующий эффект вихревых токов уменьшается на 50—60%).

Действенным средством улучшения коммутации при переходных процессах является использование индуктивных шунтов и индивидуаль ных сглаживающих реакторов на электровозах переменного тока. Так, введение индуктивных шунтов при ослабленном поле снижает б р о с о к то ка при толчках напряжения на 2 0 — 4 0 %.

§ 17. ПОТЕНЦИАЛЬНЫЕ УСЛОВИЯ НА КОЛЛЕКТОРЕ И КРУГОВОЙ ОГОНЬ В процессе эксплуатации электровозов нередки случаи возникнове ния круговых огней на коллекторе и п е р е б р о с о в электрической дуги на заземленные части двигателя. Иногда даже, несмотря на срабатывание защиты и отключение двигателей от источника пи тания, круговой огонь м о ж е т полностью вывести двигатели из строя.

П о д круговым огнем или перебросом электри ческой дуги по коллектору понимают возникновение мощной электрической дуги, замыкающей щетко держатели разноименной полярности и с о п р о в о ж д а ю щ е й с я ослепительной вспышкой и звуковым эф фектом. Так как на электровозе двигатели часто соединены электрически, то возникновение кругово го огня на одном из них вызывает глубокие пере ходные процессы на других.

Возникновение электрической дуги, имеющей сравнительно малое сопротивление, между разно полярными щеткодержателями равносильно корот ствующие на элек кому замыканию двигателя, а поэтому ток в дуге трическую дугу при круговом огне: может достигать больших значений. Горение дуги vg — скорость воз поддерживается э. д. с. якоря, так как скорость вра духа;

vK— скорость щения двигателя остается прежней, а по обмотке коллектора;

vг — возбуждения протекает ток. Дуга на коллекторе не скорость ионизиро ванных газов;

F9(j — остается неподвижной, а под действием электроди электродинамиче намических сил и потока вентилирующего воздуха ская сила вытягивается, перемещаясь по направлению к тор цам пластин, т. е. в сторону конуса коллектора (рис. 4 6 ). Иногда дуга под действием этих сил перебрасывается на корпус щеткодержателя, на то рец конуса коллектора через изоляционный конус, на подшипниковый щит или ближайшие выступающие части двигателя. При возникновении кругового огня оплавляются торцы пластин, детали щеткодержателей и траверсы, о б р а з у ю т с я капли расплавленного металла на рабочей поверх ности коллектора, р а з р у ш а ю т с я щетки и т. п.

При последовательном соединении двигателей возникновение круго вого огня на одном из них приводит к резкому повышению напряжения на остальных двигателях, что создает условия для возникновения круго вого огня т а к ж е и на этих двигателях. При параллельном соединении двигателей круговой огонь на одном приводит к тому, что другие двига тели могут перейти в генераторный режим. Так как сопротивление в цепи мало, генераторный ток б ы с т р о нарастает, и он м о ж е т превысить ток предшествующего двигательного режима в 1,5—3 раза. Ток в о б м о т к е полюсов аварийного двигателя и электрической дуге может достигать 5—7-кратного номинального значения. Эти условия достаточны для воз никновения кругового огня и на других двигателях.

Возникновение круговых огней м о ж н о объяснить следующим о б р а зом. При нарушении нормальной коммутации при переходных процессах или нарушении контакта щетки с коллектором наряду с интенсивным искрением могут возникать коммутационные дуги между с б е г а ю щ и м кра.

ем щетки и выходящей из-под нее пластиной коллектора. Наиболее веро ятно появление дуг на анодной щетке и при выходе из-под щетки пластин, соединенных с последними секциями в пазах, наиболее склонными к искрению. Д у г а м о ж е т погаснуть или ж е вытянуться по направлению вращения коллектора. В о з м о ж н о многократное возникновение и погаса ние дуг, а также одновременное существование нескольких горящих дуг Рис. 47. Возникновение кругового огня при вспышке под щеткой:

1 — характеристика дуги;

2 и 3 — по- Рис. 48. Распределение межламельных на тенциальные кривые при различных кон пряжений на полюсном делении при пре струкциях наконечников главных по дельном ослаблении поля люсов между соседними пластинами и между щеткой и очередной пластиной, выходящей из-под нее.

Движение дуг по окружности коллектора вызывается, по-видимому, как электродинамическими силами, так и механическим вытягиванием дуги при вращении коллектора. Несмотря на неустойчивость горения, срывы и повторные зажигания, общий процесс распространения дуг в на правлении вращения коллектора идет со скоростью, меньшей или пример но равной его окружной скорости.

Когда дуга достигает на коллекторе точки с достаточным напряже нием для поддержания ее устойчивого горения (рис. 4 7 ), процесс ускоря ется, отдельные дуги сливаются и перекрывают все расстояние между двумя разнополярными щеткодержателями, а иногда д а ж е весь коллек тор. Таким о б р а з о м, круговой огонь м о ж е т возникнуть, если достаточно велико напряжение между смежными пластинами. Это может быть при большом повышении напряжения двигателя, возникновении переходных процессов, вызывающих значительное повышение межламельных напря жений у с б е г а ю щ е г о края щетки.

Вероятность возникновения кругового огня возрастает с повышением температуры коллектора, ухудшением его поверхности, при благоприят ном направлении вентилирующего воздуха вблизи с б е г а ю щ е г о края щет ки и т. п. Возникновение кругового огня в о з м о ж н о также при отсутствии искрения и дуг, вызванных нарушением коммутации. Так, если во время работы двигателя при ослабленном поле переходные процессы с о п р о в о ж д а ю т с я повышением напряжения, что, резко ухудшая потенциальные ус ловия на коллекторе, м о ж е т привести к максимальным межламельным напряжениям до 50—80 в у некомпенсированных двигателей (рис. 48).

При высоких межламельных напряжениях и случайном засорении канавки между пластинами, например частицами щеток, могут возникать проводящие мостики, выгорание которых вызывает, электрические дуги и круговой огонь. Единичная вспышка может при этом перейти в устойчивую дугу, которая под действием электродинами ческих сил растягивается как в направлении вращения коллектора, так и против вращения. Для возникновения п о д о б н о г о процесса большое зна чение имеют такие незначительные дефекты, как заусенцы на коллекторе после продорожки или устране ния следов предыдущих круго вых огней, скалывание щеток и их интенсивный износ.

.

Из изложенного следует, что для возникновения кругово L го огня необходимы достаточ ные напряжения между пласти нами коллектора. Практикой тягового электромашинострое ^ 1 ния для двигателей электрово зов установлен максимальный предел среднего межламельно го напряжения eCp = 16-f-17 в.

При этом предполагают, что максимальные межламельные напряжения не будут превосхо I * дить 35—40 в.



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 13 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.