книги / Труды IX Международной (XX Всероссийской) конференции по автоматизированному электроприводу АЭП-2016 , Пермь, 3-7 октября 2016 г

Полученные данные о тепловом режиме свидетельствуют о наличии достаточного запаса для СРД по возможности длительной работы с большей нагрузкой (1500 Вт). Сравнительный анализ рабочих характеристик рассматриваемого образца СРД и серийного двигателя на ту же мощность (АИР80А2) планируется представить в другой работе.

Таким образом, спроектированный СРД может использоваться как двигатель повышенной надежности (с увеличенным ресурсом работы, вследствие меньшего нагрева обмотки) и классом энергоэффективности IE3 при работе в режиме 1100 Вт 3000 об/мин. Также, вследствие существенно уменьшенного, в сравнение с АД, перегрева, имеется возможность использования того же образца СРД как малогабаритного двигателя на большую мощность (1500 Вт).

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В статье рассмотрены аспекты разработки СРД класса IE3 в габаритах серии ИНТЕРЭЛЕКТРО мощностью 1100 Вт. Показано, что возможно существенно улучшить рабочие характеристики двигателя в сравнении с АД с теми же размерами магнитной системы, без существенного увеличения стоимости двигателя.

На основе экспериментальных данных произведен детальный сравнительный анализ КПД АД и СРД, изготовленных в одном и том же корпусе общепромышленного двигателя.

Из полученных данных можно заключить, что на базе корпуса и статора стандартного асинхронного двигателя класса IE1 согласно [1] получен СРД класса IE3 (увеличение КПД в номинальном режиме составило 5,5 %). Вместе с тем в работе отмечено, использование для СРД того же внутреннего диаметра статора, что и для АД, не является оптимальным с точки зрения рабочих характеристик. Так что имеется значительный потенциал для оптимизации представленной машины. Можно заключить, что при проектировании СРД в том же корпусе, но при использовании оптимальной конструкции статора, возможно получение двигателя еще более высокого класса IE4.

В то же время достижение высоких показателей энергоэффективности класса IE3 при тех же габаритах магнитной системы на базе АД INTERELECTRO без использования решений, существенно увеличивающих стоимость (медная клетка ротора), все еще не реализовано в мировой практике из-за ряда известных проблем и ограничений.

На основании вышеизложенного можно заключить, что использование СРД как общепромышленного двигателя имеет большой экономической потенциал, поскольку позволяет создание привода со значительно улучшенным КПД в сравнении с АД без существенного увеличения стоимости.

Библиографический список

1.IEC 60034-30-1, Edition 1.0: Rotating Electrical Machines. Part 30-

1:Efficiency Classes of Line Operated AC Motors (IE Code), Geneva, Switzerland, March 2014.

2.Estima J., Cardoso A.J.M. Efficiency Analysis of Synchronous Reluctance Motors // in International Conference on Engineering – ICEUBI, 27–29 November 2013.

3.Development of a High Efficient Electric Drive with Synchronous Reluctance Motor / V. Dmitrievskii, V. Prakht, V. Kazakbaev, A. Pozdeev, S. Oshurbekov // Electrical Machines and Systems (ICEMS), 2015 18th International Conference on, Pattaya, IEEE. P 876–881, 25–28 Oct. 2015.

4.Радин В.И. Унифицированная серия асинхронных двигателей ИНТЕРЭЛЕКТРО. М.: Энергоатомиздат, 1990. 416 с.

5.Кобелев А.С., Макаров Л.Н. Выбор внешнего диаметра сердечника статора для энергоэффективных асинхронных двигателей. Состояние иперспективыразвитияэлектротехнологии: материалыXII Междунар. научн. конф. (XVI Бенардосовскиечтения). Иваново, 2011. С. 66–70.

6.ГОСТ 21427.2-83 Сталь электротехническая холоднокатаная изотропная тонколистовая. М., 1983.

7.A 250kW Transverse-Laminated Synchronous Reluctance Motor / G. Pellegrino, E. Armando, P. Guglielmi, A. Vagati // Power Electronics and Applications, 2009. EPE '09. 13th European Conference on, 8–10 Sept. 2009. P. 1–10.

8.Kirschen D.S., Novotny D.W., Lipo T.A. Optimal Efficiency Control of an Induction Motor Drive // Energy Conversion, IEEE Transactions on. March 1987. Vol. EC-2, no. 1. P. 70–76.

9.IEC 60034-2-3 ed1.0, Rotating electrical machines - Part 2-3: Specific Test Methods for Determining Losses and Efficiency of Converter-Fed AC Induction Motor, Geneva, Switzerland, November 2013.

10.An investigation of switching and conduction losses in inverters under varying inductor ripple current / M. Wolf, H. Du T. Mouton, J. W. Van Der Merwe, F. Koeslag // IEEE AFRICON Conference. 23–25 Sept. 2009. No. 1. P. 1–6.

Долее можно обратиться к опытам короткого замыкания (КЗ) и холостого хода (ХХ).

Опыт ХХ при знании RS позволяет определить индуктивность статора, равную сумме индуктивности рассеяния статора и главной индуктивности (LS = = L0 + LσS). Это позволяет примерно оценить L0 (так как обычно, L0 >> LσS).

Опыт КЗ при известном RS позволяет определить RR и сумму индуктивностей рассеяния статора и ротора. Но разделить индуктивности рассеяния мы уже не в состоянии.

Таким образом, можно констатировать, что рассмотренные выше манипуляции не позволяют нам достаточно точно определить индуктивности схемы замещения.

Существенно, что эти опыты также требуют специализированного и не всегда доступного оборудования – мощных источников трехфазного напряжения с регулируемой амплитудой.

А что делать, если двигатель нестандартный и рассчитан не на частоту 50 Гц, а на пониженные или существенно повышенные частоты? Опыты ХХ и КЗ в этом случае становятся еще более затруднительными и практически бесполезными.

Часто нужные параметры оценивают с помощью преобразователя частоты, т.е. преобразователь сам тестирует двигатель и определяет параметры его схемы замещения. Существуют различные алгоритмы автоопределения параметров, но общим у них является одно– неизвестная (ябыдажесказал«сомнительная») точность.

Метод, разработанный автором, позволяет найти не сами параметры, а характеризующие их коэффициенты, которые могут быть использованы при векторном регулировании. По опыту – он обеспечивает неплохую точность, при этом из оборудования требуются только пружинный динамометр и преобразователь частоты (ПЧ), работающий в тестовом режиме контура тока.

Для проведения измерений собирается показанный на рис. 2 несложный стенд.

Рис. 2. Стенд для измерения коэффициентов, характеризующих параметры двигателя

Динамометр в данной конструкции позволяет измерить момент при неподвижном роторе.

Далее нужно:

♦включить преобразователь в режим задания тока статора;

♦задать от преобразователя частоты (ПЧ) амплитуду вектора тока статора;

♦изменяя частоту ПЧ, добиться при заданном токе максимума момента;

♦зафиксировать в этой точке амплитуду тока, мо-

мент и частоту поля: IS (А), M (Нм), ω (рад/c).

Найденная характерная точка для зафиксированного момента есть не что иное, как точка минимума статорного тока.

При отсутствии насыщения магнитной цепи двигателя в точке минимума статорного тока для системы координат dq справедливы следующие уравнения:

Кроме тока статора, его составляющих, параметров двигателя, момента и частоты скольжения в данные уравнениявходитвеличинаψR – потокосцеплениеротора.

Зная ψR, из соотношения (1), можно определить L0:

и, наконец, из соотношения (3) определить RR:

RR = ω(LσR + L0 ).

Если бы мы знали поток ротора в точке измерения (точке минимума статорного тока), мы могли бы определить параметры двигателя, позволяющие решить задачу синтеза канала управления моментом, т.е. задачу вычисления d и q составляющих статорного тока и скольжения в зависимости от заданного момента.

Но, каков этот поток, мы не знаем. Кажется, мы в тупике … Вот тут и начинается самое интересное.

Задавшись достаточно произвольным значением потока ротора (ψR1), мы получаем некий набор коэффици-

ентов L01, LσR1 и RR1.

Задавшись другим значением потока ротора (ψR2), мы получаем другой набор коэффициентов L02, LσR2 и RR2.

Если мы попробуем использовать наборы этих параметрических коэффициентов для вычисления из момента составляющих тока статора и скольжения, то обнаружится, что и первый, и второй наборы дают одинаковые результаты. Получается, что безразлично, какой набор коэффициентов использовать.

Для синтеза системы управления важным является не абсолютное значение параметрических коэффициентов, а их соотношения, которые определяются выраже-

ниями (1), (2) и (3).

Заметив эту особенность, автор проделал и строгое математическое доказательство данного тезиса, которое здесь не приводится.

Задаваясь разными значениями потока, мы можем найти бесконечное множество наборов параметрических коэффициентов. Ясно, что реальный набор параметров схемы замещения двигателя, соответствующий реальному потоку, будет также входить в это множество.

Практически данная методика была опробована на специальном низкоскоростном (18Гц) многополюсном высокомоментном асинхронном двигателе.

На рис. 3 приведен график, иллюстрирующий процесс нахождения точки минимума статорного тока для этого двигателя.

Измеренные величины точки минимума статорного тока (максимума момента) приведены ниже:

В таблице приведены значения параметрических коэффициентов, рассчитанные для точки минимума статорного тока в зависимости от задаваемых значений потокосцепления ротора.

Значение параметрических коэффициентов

Оказывается, что при определенных нами коэффициентах из уравнений равновесия статорной обмотки в той же точке минимума тока можно определить коэффициент, характеризующий и этот последний, неизвестный параметр схемы замещения.

Статические уравнения равновесия статора в системе dq выглядят следующим образом (см. [1], стр. 37):

В точке минимума тока систему (4) можно дополнить выражениями (5):

где IS – ток статора в точке измерения; US – напряжение статора в точке измерения.

Выражения (4) и (5) можно преобразовать в квадратное уравнение, из которого и найдем LσS.

Итак, можно утверждать, что опыт минимума тока позволяет найти коэффициенты, характеризующие все параметры Т-образной схемы замещения асинхронного двигателя.

Однако описанный выше подход имеет существенное ограничение. Все вышеизложенное верно лишь для линейного участка кривой намагничивания двигателя, т.е. и проведение самого опыта минимума тока, и адекватная работа двигателя в соответствии с определенными коэффициентами возможны только тогда, когда главная индуктивность двигателя остается постоянной.

Неминуемо встает вопрос об определении границы этого линейного участка.

Она может быть определена в режиме холостого хода с помощью измерения зависимости между током статора и статорной индуктивностью (LS).

В режиме холостого хода, задавая с помощью ПЧ значение статорного тока, по получающемуся статорному напряжению при известной частоте и измеренном RS, по формуле (6) можно определить значение LS.

Интересно, что в третьем наборе коэффициент, характеризующий индуктивность рассеяния ротора, отрицателен (индуктивность не может быть отрицательной, а коэффициент – может).

При синтезе канала управления моментом все три набора дают абсолютно одинаковый результат. И можно не искать в этом физики – это чистая алгебра.

Таким образом, измерив омметром сопротивление обмотки статора и проведя опыт минимума тока, мы можем определить коэффициенты, характеризующие все параметры схемы замещения асинхронного двигателя, кроме LσS.

При увеличении тока статора LS сначала будет оставаться постоянной, а потом начнет изменяться. Там, где она начнет изменяться, и будет находиться граница линейного участка кривой намагничивания двигателя, а ток, соответствующий этой границе, будет максимально допустимым током намагничивания линейного участка (естественно, это верно только тогда, когда LσS не зависит, а точнее, мало зависит от тока.)

Следовательно, и опыт минимума тока и работа двигателя с коэффициентами, полученными из этого опыта, должны осуществляться системой управления при токах намагничиваниянижеопределенного, граничного.

Исходя из вышеизложенного, при построении системы векторного регулирования можно действовать до безобразия просто:

1)из опыта ХХ определить линейный участок кривой намагничивания двигателя и выбрать на нем рабочую точку (Isd);

2)провести опыт минимума тока в этой точке, за-

фиксировав IS, M, ω и US;

3) измерив RS и задавшись для простоты вычислений ψR = 1, по формулам (1), (2), (3), (4) и (5) посчитать коэффициенты, характеризующие L0, LσR, RR2 и LσS;

4) построить систему регулирования с ψR = 1.

Полученные коэффициенты позволяют организовать как косвенное, так и непосредственное ориентирование по потоку.

Однако по разным причинам может возникать потребность в работе электродвигателя и на нелинейном участке кривой намагничивания. А там все совсем подругому.

Из дополнительных исследований, проведенных автором, следует, что фокус с бесчисленным множеством наборов параметрических коэффициентов тут не проходит, и для правильной работы на нелинейном участке кривой намагничивания надо искать именно тот набор, который совпадает с реальными параметрами схемы замещения двигателя.

И это тоже можно сделать.

Но это уже совсем другая история…

Рассмотрены электродвигатели, предназначенные для привода насосов гидравлических систем морских судов. Обозначены основные недостатки гидравлических систем и предложены пути их решения. Показано, что применение регулируемого электропривода позволит существенного улучшить тактико-технические характеристики гидравлических систем морского судна.

Electric motors intended for the pump drives of the seacraft hydraulic systems have been revised in that article. Major flaws of the hydraulic systems have been identified and potential solutions have been suggested. It was demonstrated that the adjustable electric drive application allows to significantly improving the performance of the seacraft hydraulic systems.

Ключевые слова: гидравлическая система, насос гидравлики, асинхронный двигатель, пусковой момент, виброшумовые характеристики.

Keywords: hydraulic system, hydraulic pump, asynchronous motor, accelerating torque, vibronoise characteristics.

Для привода механизмов, требующих значительные усилия, применяются гидравлические системы (ГС). Рабочее давление в ГС поддерживают насосы гидравлики (ГН) объемного типа, например винтовые.

ГС широко применяются в приводах рулей морских судов различного назначения. Типовая схема ГС приведена на рис. 1.

При включении автоматического клапана (АК) рабочий механизм осуществляет перемещение рулей. При этом давление в магистрали высокого давления падает, срабатывает датчик системы автоматики 8, которая запускает приводной электродвигатель и ГН. При пуске приводного электродвигателя ГН должен обеспечить давление, превышающее давление в магистрали высокого давления (МВД) 9, после этого обратный клапан 6 открывается и электродвигатель разгоняется до номинальной частоты вращения.

Зависимость тормозного момента ГН от частоты вращения предоставлена на рис. 2. Тормозной момент

ГН при пуске резко возрастает до номинального значения уже после нескольких оборотов винта и остается неизменным во всем диапазоне скоростей вращения.

Зависимость момента ГН от давления в системе, носящая линейный характер, представлена на рис. 3. ГН должен запускается при номинальном давлении в системе, при этом кратность пускового момента приводного электродвигателя должна быть не менее 1.

Вкачестве привода ГН традиционно используются асинхронные электродвигатели, которые обладают высокой надежностью и достаточно простой конструкцией.

Поскольку ГН устанавливаются в морских судах различного назначения, то к ним предъявляются дополнительно требования по виброшумовым характеристикам (ВШХ). Ограничение уровней ВШХ обусловливает необходимость снижать значение магнитного потока

исоответственно пускового момента.

Врассматриваемых ГН в качестве приводного дви-

гателя используется асинхронный электродвигатель с короткозамкнутым ротором ДА37-2К разработки АО «Корпорация «ВНИИЭМ», предназначенный для работы от сети переменного тока частотой 50 Гц, напряжением 380 В на морских судах неограниченного района плавания [1]. На рис. 4 представлен асинхронный двигатель ДА37-2К мощностью 37 кВт при частоте вращения 3000 об/мин с водяным охлаждением.

Для снижения магнитных вибраций плотность магнитного потока в двигателе по сравнению с серийными асинхронными двигателями снижена. Кратность пускового момента двигателя ДА37-2К составляет kп = 0,8.

Анализ предоставленных зависимостей вращающих моментов приводного электродвигателя и ГН позволяет сделать вывод, что пускового момента электродвигателю недостаточно для запуска ГН при номинальном давлении в МВД. Поэтому для гарантированного запуска электронасоса в ГС устанавливается перепускной клапан, который на время пуска двигателя сбрасывает избыточное давление в бак и тем самым снижает момент ГН. Однако введение перепускного клапана сни-

Рис. 2. Зависимость момента ГН от скольжения

Рис. 3. Зависимость момента ГН от давления в системе

жает надежность системы в целом, поэтому необходимо найти решение значительного повышения пускового момента.

Работа ГН на «упор» на МВД без перепускного клапана приводит к необходимости обеспечения пускового электромагнитного момента приводного электродвигателя равным (или больше) номинального момента – Мп ≥ Мн. Учитывая, что двигатели должны обеспечить рабочий режим в продолжительном режиме S1 и обладать высокими технологическими показателями, обеспечить условие Мп ≥ Мн можно только за счет увеличения максимальной мощности (ωн, Мmax) или соответственно габаритов двигателя.

Рис. 4. Асинхронный двигатель ДА37-2К

Кроме этого, особенностью привода с асинхронным двигателем (АД) является сильная зависимость электромагнитного момента АД во всем диапазоне частот вращения от напряжения сети. На морских судах качество сети определяется ГОСТ РВ 2090–006–2008, который предусматривает два вида отклонений величины напряжения: кратковременное и повторно-кратковре- менное. Учет этих отклонений приводит к необходимости увеличить величину пускового электромагнитного момента для гарантированного запуска ГН в 1,4…1,54 раза. Иными словами, нерегулируемый АД для питания ГН с качеством сети по ГОСТ РВ 2090–006–2008 без перепускного клапана должен развивать электромагнитный момент, составляющий (1,4…1,54) · МП, где МП – мо-

мент АД, обеспечивающий запуск ГН без перепускного клапана при номинальном напряжении сети.

Втерминах максимальной мощности (Мmax, ωн) такой АД должен рассчитываться на 2,5…3-кратную мощность. Такое требование не всегда возможно реализовать, особенно в условиях автономных систем, так как приведет к существенному увеличению габаритов электродвигателя и кратности его пускового тока, что отразится на судовойсети морского судна. Кроме этого увеличение пускового тока приведет к увеличению импульсных вибраций электронасоса.

Вкачестве альтернативы вышеуказанному нерегулируемому электроприводу ГН представлен регулируемый электропривод, выполненный на базе двигателя ДА37-2К и преобразователя частоты (ПЧ).

ПЧ выполняет функции пуска, работы, останова двигателя ДА37-2К в любом режиме ГН, при любых допустимых отклонениях напряжениях питающей сети,

атакже при питании от аварийной сети постоянного тока. Для организации питания от сети переменного тока принята схема с промежуточным звеном постоянного тока, выполняемая по схеме «выпрямитель – инвертор». Питание ПЧ от сети постоянного тока происходит посредством преобразователя постоянного тока с высокочастотным трансформатором (20 кГц), согласующего уровни напряжений и подключаемого своим выходом непосредственно к промежуточному звену постоянного тока схемы «выпрямитель – инвертор». Такая схема обеспечивает гальваническую развязку сетей переменного и постоянного тока.

При этом специальные алгоритмы управления ПЧ позволяют выполнять требования по виброшумовым характеристикам, предъявляемымкэлектродвигателю[2].

Для сохранения массогабаритных характеристик электронасоса ПЧ размещается в габарите автоматического пускателя переключателя сетей (АПП), который

комплектно поставляется с нерегулируемым асинхронным двигателем ДА37-2К. АПП выполняет функцию прямого пуска, останова и защиты от перегрузки двигателя, а также производит автоматическое переключение с основной сети переменного тока на резервную сеть переменного тока и обратно.

Использование ПЧ позволяет обеспечить регулирование скорости в широких пределах, что позволяет оптимизировать энергопотребление ГН. Также программное обеспечение ПЧ позволяет «запрещать» работу на частотах вращения электронасоса, при которых уровень виброшумовых характеристик электронасоса превышает допустимые значения. Кроме этого ПЧ обеспечивает плавный пуск электронасоса, что позволяет существенно снизить импульсные вибрации электронасоса и повысить надежность обмотки статора.

Применение регулируемого электропривода ГН позволяет существенно улучшить тактико-технические характеристики ГС при неизменных массогабаритных характеристиках. Регулируемый электропривод позволяет отказаться от перепускного клапана в ГС, так как обеспечивает запуск и устойчивую работу ГН на «упор» на максимальном противодавлении при любых допустимых колебаниях питающей сети. Кроме того, плавный пуск электродвигателя позволяет существенно снизить импульсные вибрации электронасоса.

Библиографический список

1.Электрические машины для специальных применений / Л.А. Макриденко, А.П. Сарычев, М.Е. Коварский, В.В. Магин // Вопросы электромеханики. 2008. Т. 107.

2.Результаты разработки нового поколения малошумных электроприводов герметичных электронасосов / М.Е. Коварский, Ю.Т. Портной, В.В. Магин, Д.В. Рожков // Труды VII Междунар. (XVIII Всерос.) конф. по автоматизированному электроприводу АЭП-2012. М., 2012.

Рассмотрены типы реактивных электрических машин и перспективы их использования в электроприводе. Выполнен сравнительный анализ конструкций реактивных электрических машин, их конкурентных преимуществ между собой и классическими электрическими машинами, используемыми в электроприводе.

The types of reactive electric cars and the prospects for their use in the drive. A comparative analysis of the structures of reactive electric cars their competitive advantages betweenand classic electric machines used in the electric drive.

Ключевые слова: реактивные электрические машины, зубчатый ротор, продольно и поперечно-шихтованный ротор, анизотропная магнитная проводимость ротора, анализ, сравнение.

Keywords: reactive electric machines, gear rotor longitudinally and transversely laminated rotor, the rotor magnetic anisotropic conductivity, analysis, comparison.

ВВЕДЕНИЕ

Важнейшим элементом электропривода является электрическая машина. Наибольшее распространение вэлектроприводе получили классические машины, принцип действия которых основан на пульсациях взаимных индуктивностей обмоток статора и ротора – синхронные и асинхронные.

Однако развитие полупроводниковой преобразовательной техники привело к тому, что в последнее время все большее внимание обращается на реактивные электрические машины, принцип действия которых основан на пульсациях собственных индуктивностей обмоток статора, обзору которых и анализу их конкурентных преимуществ посвящен доклад.

I. ОБМОТКИ СТАТОРА РЕАКТИВНЫХ МАШИН

Согласно ГОСТ 27471-87 (Машины электрические вращающиеся. Термины и определения) реактивный синхронный двигатель– синхронный двигатель, вращающий

момент которого обусловлен неравенством магнитных проводимостей по поперечной и продольной осям ротора, не имеющий обмоток возбуждения или постоянных магнитов. Основным конструктивным признаком реактивных электрических машин является отсутствие обмоток на роторе.

Конструкции обмоток статора реактивных машин подразделяются на машины, у которых пульсируют только собственные фазные индуктивности обмоток статора (тип LL) и машины, у которых пульсируют как собственные индуктивности, так и взаимные индуктивности (тип LM). Можно создать также машины, у которых пульсируют только взаимные индуктивности фазных обмоток (тип MM). Однако машины типа MM не получили распространения и ниже не рассматриваются.

Машины типа LL имеют двухсекционные сосредоточенные фазные обмотки с сильно укороченным шагом, обеспечивающим отсутствие взаимных индуктивностей между фазами. Обмотки машин типа LM имеют конструкцию, идентичную обмоткам классических машин переменного тока.

Поскольку принцип действия реактивных машин основан на пульсациях индуктивностей обмоток статора, то размах пульсаций определяет величину электромагнитного момента. Принято оценивать качество конструкции реактивной машины по отношению максимальной индуктивности, называемой продольной Ld, к минимальной индуктивности, называемой поперечной Lq.

Пульсаций индуктивностей обмоток статора можно добиться путем использования различных конструктивных решений ротора. Известны два конструктивных подхода к реализации роторов реактивных машин. Первый из них состоит в придании основанию цилиндра ротора зубчатой формы, а второй – в придании материалу цилиндру ротора свойств, обусловливающих его анизотропную магнитную проводимость.

Машины с зубчатым ротором, как правило, имеют обмотки типа LL и зубчатую форму основания цилинд-

ра ротора. У машин данного типа отношение индуктивностей Ld/Lq≈10. Машины с обмотками статора типа LM могут также могут иметь зубчатый ротор. Синхронные машины с такой конструкцией известны давно. Отношение индуктивностей Ld/Lq у таких машин не превосходит 2. Из-за низкого значения отношения Ld/Lq машины данного типа не получили широкого распространения.

Машины с обмоткой статора типа LM целесообразно использовать в совокупности с ротором, имеющим анизотропную магнитную проводимость. Отношение индуктивностей в этом случае достигает, в зависимости от способа достижения магнитной анизотропии ротора, значенийLd/Lq≈6…20.

II. РЕАКТИВНЫЕ МАШИНЫ С ЗУБЧАТЫМ РОТОРОМ И СТАТОРОМ

Как уже упоминалось, машины с зубчатой формой ротора обычно используются в совокупности с сосредоточенными обмоткамистатора типа LL. Поэтому форма магнитопровода статора таких машин также имеет ярко выраженную зубчатую форму (рис. 1).

Машины с зубчатой формой основания цилиндра статора и ротора типа известны давно как шаговые двигатели. Они применялись в качестве исполнительных машин малой мощности дискретного принципа действия, ротор которых поворачивался при подаче на фазную обмотку импульса электрической энергии. Вторую жизнь такие электрические машины получили в 80-х гг. вследствие развития силовой электроники. В настоящее время на рынок продвигаются электрические машины, которые используют импульсное питание фазных обмоток от вентильного коммутатора. Электрические машины с таким управлением в отечественной литературе обычно называются вентильно-индукторными.

В вентильно-индукторных машинах по фазным обмоткам текут пульсирующие прерывистые токи. Если токи обмоток статора представить полигармоническим рядом Фурье, а индуктивности обмоток синусоидальными функциями с постоянной составляющей, то мож-

но показать [1], что постоянную составляющую электромагнитного момента дают гармоники тока порядка 0 и 2, а также 1.

Машины с зубчатой формой основания цилиндра статора и ротора, которые требуют для питания токов синусоидальной формы с постоянной составляющей, будем обозначать LL-02 и называть индукторными. Машины, которые требуют для питания синусоидальных токов без постоянной составляющей, будем обозначать LL-11 и называть реактивными.

Таким образом, конструкцию реактивных машин целесообразно формировать так, чтобы добиваться синусоидального характера пульсаций индуктивностей и протекающих по ним токов. Высшие гармоники токов приводят лишь к пульсациям электромагнитного момента. Можно добиться получения постоянной составляющей электромагнитного момента и на высших гармониках пульсаций индуктивностей и токов, но такой путь представляется неперспективным.

Добиваться синусоидального характера пульсаций индуктивностей обмоток статора можно путем геометрии поперечного сечения зубцов ротора, а также их аксиального скоса относительно зубцов статора. Форма поперечного сечения ротора, позволяющая получить синусоидальный характер пульсаций индуктивностей обмоток статора, описана в работе [2]. Вид магнитопровода реактивной машины с пульсирующими по синусоидальному закону индуктивностями приведен на рис. 2.

Обмотка статора реактивной машины типа LL-02 может быть разделена на две. Первая обмотка (возбуждения) в этом случае питается постоянным током, а вторая обмотка (якоря) – синусоидальным. Индукторные машины типа LL-02 могут быть использованы в качестве генератора электрической энергии. При этом обмотка постоянного тока играет роль, аналогичную обмотке возбуждения синхронной машины, а обмотка переменного тока – обмотке якоря.

Если записать уравнения амплитуд напряжений реактивноймашины, товнихможновыделить индуктивность