Электрические микромашины - Армейский Е.В., Фалк Г.Б.

Author: Армейский Е.В. Фалк Г.Б.
Tags: электротехника энергетика учебное пособие элеткрооборудование учебник для вузов издательство высшая школа электрические микромашины
Year: 1985
Similar
Электрические машины
Электрические измерения электрических и неэлектрических величин
Основы анализа электрических цепей. Линейные цепи
Надежность электрических машин
Text
                    
ЕВ. Армейский, ГБ. Фалк ЭлСКТрИЧССКИС МИКрОМаШИНЫ .
.. Е
L

Армейский Е. В.,
Фалк Г. Б.
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
МИКРОМАШИНЫ
ИЗДАНИЕ ТРЕТЬЕ,
ПЕРЕРАБОТАННОЕ
И ДОПОЛНЕННОЕ
Допущено
Министерством высшего и среднего
пециального образования СССР
в качестве учебного пособия
для студентов электротехнических
специальностей вузов
МОСКВА «ВЫСШАЯ ШКОЛА> 1985
ББКЛ1.261
— A 83
УДК 621.313
Рецензент — кафедра электрических машин систем автоматики
Ленинградского института авиационного приборостроение
(зав. кафедрой—д-р техн паук, проф. В. В. Хрушсв)
Армейский Е. В , Фалк Г. Б
А83 Электрические микромашины: Учеб, пособие для студ.
электротехн. спец, вузов.— 3 с изд., псрераб и доп.— М.
Высш. шк„ 1985.— 231 с., ил.
В пер.: 80 к.
В книге рассмотрены физические процессы и вопросы теории различных элек
трических микромашин систем автоматики; особое внимание уделено их статическим
II динамическим характеристикам, излагаются конструктивные особенности и да
ются примеры иснольюванпя электрических микромашии. По сравнению со вторым
изданием (1975 г.) переработаны и дополнены разделы, посвященные электрома-
шинным усилителям, электрическим микродвигателям и многополюсиым вращаю-
щимся трансформаторам и др.
2302030000—173	ББК 31 261
А 001(01)—85	1,7-85	6П2.1.081
© Издательство «Высшая школа», 1^75
© Издательство «Высшая школа». 1985, с изменениями
. ПРЕДИСЛОВИЕ
В большинстве .монографий, учебников и учебных пособий, посвящен-
ных различным электрическим микромашипам систем автоматики, глубоко
анализируются вопросы конструкции, теории и расчета этих устройств.
Прн написании данного пособия авторы не ставили перед собой задачу
научить рассчитывать, проектировать и изготовлять электрические микро-
машины. Цель книги несколько иная — познакомить будущего специалиста
с принципом действия, конструкцией и, самое главное, с характеристиками
и возможностями элементов автоматики, общей базой которых является
электрическая машина; научить грамотно и обоснованно выбирать тот или
иной элемент и использовать его в современных автоматических системах.
Материал пособия изложен с учетом того, что общую теорию электрических
машин студент знает из ранее изученного Kjpca «Электрические машины».
На раздел «Электрические микромашииы» в учебных планах отводит-
ся относительно небольшое количество часов, поэтому в книге рассмотрены
только основные виды электрических мнкромашии. Причем, так как в ос-
нову книги положен лекционный курс, читаемый авторами в Московском
институте электронного машиностроения, описываются главным образом
устройства, используемые в оборудовании предприятий радиоэлектронной
и частично авиационной промышленности, а также в аппаратуре, выпускае-
мой этими предприятиями.
По сравнению со вторым изданием в книге переработаны и дополнены
разделы, посвященные электромашпииым усилителям, электрическим дви-
гателям и миогополюсиым вращающимся трансформаторам. Существенно
обновлены разделы, посвященные применению электрических мнкромашии.
Авторы благодарят рецензентов данной книги — коллектив кафедры
«Электрические машины систем автоматики» Ленинградского института
авиационного приборостроения, возглавляемый д-ром техн, наук, проф,
В. В. Хрущевым, за внимательный просмотр рукописи н ценные советы
Замечания и предложения просим направлять по адресу; 101130. Мос-
ква, ГСП-4, Неглинная ул., д. 29'14.
Авторы
ВВЕДЕНИЕ
§ Bl. КЛАССИФИКАЦИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МИКРОМАШИН
И ИХ РОЛЬ В СОВРЕМЕННОЙ ТЕХНИКЕ
Согласно Основным направлениям экономического и социально-
го развития СССР на 1981—1985 годы и на период до 1990 года
главная задача одиннадцатой пятилетки состоит в обеспечении
дальнейшего роста благосостояния советских людей на основе ус-
тойчивого, поступательного развития народного хозяйства, ускоре-
ния научно-технического прогресса и перевода экономики на интен-
сивный путь развития, более рационального использования произ-
водственного потенциала страны, всемерной экономии всех видов
ресурсов и улучшения качества работы.
Решить эту грандиозную задачу можно только путем осуществ-
ления комплексной механизации и автоматизации производственных
процессов, внедрения в промышленное производство новейших до-
стижений автоматики, электроники, кибернетики, вычислительной
техники и т. д. На основе достижений науки и техники необходимо
развивать производство и обеспечивать широкое применение авто-
матических манипуляторов (промышленных роботов), встроенных
систем автоматического управления с использованием микропроцес-
соров и микро-ЭВМ, создавать автоматизированные цехи и заводы.
В электротехнической промышленности требуется освоить серии
новых типов высокомоментных и миниатюрных электродвигателей.
В станкостроении планируется значительно увеличить выпуск стан-
ков с числовым программным управлением. В приборостроении
должно развиваться опережающими темпами производство испол-
нительных механизмов, приборов и датчиков систем комплексной
автоматизации сложных технологических процессов.
В автоматических системах управления и регулирования, про-
мышленных роботах, вычислительной технике и гироскопических
устройствах, бытовых приборах значительное место занимают раз-
личные электрические машины малой мощности (от долей ватт до
750 Вт)—электрические микромашины постоянного и переменного
тока.
Впервые электрическую машину для автоматического регулиро-
вания применил в 1871 г русский ученый В. Н. Николаев.
Русские инженеры А. П Давыдов, К. И. Константинов, Н. И. За-
харов разработали ряд систем автоматического регулирования, в
которых в качестве усилительного элемента был применен генера-
тор постоянного тока — независимый электромашинный усилитель
(ЭМУ).
В СССР первый электромашинный усилитель поперечного поля
был предложен чл.-кор. АН СССР А. Г Иосифьяном. Большой
вклад в теорию и проектирование электромашинных усилителей
4
различных типов внесли советские ученые М. П Костенко, В. С Ку-
лебакин, Е. В. Нитусов, М. И. Романов, Ф А. Горяйнов, Г. К. Сал-
гус, А. И. Вертинов и др.
Теория и проектирование микродвигателей и тахогенераторов по-
стоянного и переменного токов интенсивно развиваются на основе
работ советских ученых В. С. Кулебакина, М. П. Костенко,
А. Н. Ларионова, А. Е. Алексеева, Д А Завалишина, Ю. С. Чечета,
И. П Копылова, И. Я- Лехтмана, Е. М. Лопухиной, Г. И. Штурма-
на, Н. П. Ермолина, Ф М. Юферова, Е. Д. Несговорой, П. Ю Ка-
асика, Е. В. Кононенко, В. М. Казанского, Б. А. Ивоботепко.
Системы синхронной связи впервые использовали в середине
прошлого века для автоматизации артиллерийской стрельбы Пер-
вые установки разработаны русскими инженерами А. П. Давыдо-
вым, К. И. Константиновым, В. Ф Петрушевским. В разработке
сельсинов и вращающихся трансформаторов — основных элементов
современных систем синхронной связи — решающую роль сыграли
работы советских ученых и инженеров М. П. Костенко, Д. В. Ва-
сильева, В. В. Хрущева, Г. И. Штурмана, А Г. Иосифьяна,
Д. В. Свечарника и др.
Электрические микромашины по назначению и области приме-
нения можно подразделить на две группы [32]:
1) электрические микромашины общего применения (рис. В.1),
к которым относят в основном коллекторные, асинхронные и син-
хронные микродвигатели, предназначенные для индивидуального
или группового привода различных узлов и механизмов, культурно-
бытовых приборов и т. д.;
2) электрические микромашипы автоматических устройств и
приборов (рис. В.2), которые в зависимости от выполняемых функ-
ций можно подразделить на четыре подгруппы:
а)	силовые, преобразующие электрическую энергию в механи-
ческую;
б)	информационные, преобразующие угол поворота, угловую
скорость и угловое ускорение в электрический сигнал;
в)	гироскопические микромашины — элементы гироскопиче-
ских устройств и приборов;
г)	преобразователи вида, амплитуды и частоты напряжения и
усилители мощности.
Для определения роли и места электрических микромашин в
современных автоматических устройствах рассмотрим систему ав-
томатического регулирования
На рис. В.З представлена простейшая схема следящей системы.
В качестве задающего элемента и элемента сравнения использова-
ны два потенциометра и /?2, включенные в мостовую схему. По-
тенциометры подключены к источнику напряжения постоянного то-
ка U. Сигнал с движков потенциометров подается (если это необ-
ходимо) на преобразователь П, а затем усиливается усилителем У
и идет на исполнительный двигатель ИД Двигатель через редук-
тор Р перемещает объект управления ОУ и одновременно движок
потенциометра /?2. Пусть первоначально движки потенциометров
5
Рис B.l
Электрические микромашины
автоматических устройств и приборов
Рис. В 2
Рис В.З
tZ". - —«г
6
Ri и R2 находятся в положении I, тогда разность потенциалов на
движках равна нулю и сигнала в системе нет Система находится
в покое.
Переведем движок потенциометра в положение //. Тогда на
входе преобразователя появится сигнал, амплитуда которого зави-
сит от перемещения (в данном случае пропорциональна расстоя-
нию между положениями I и II), а полярность — от направления
перемещения (при этом потенциал на движке потенциометра Ri
будет выше, чем па R2). Сигнал после преобразования и усиления
приведет во вращение исполнительный двигатель, который начнет
перемещать объект управления ОУ и одновременно движок потен-
циометра R2. Движение продолжается до тех пор, пока движок
потенциометра не переместится в положение II. В реальных следя-
щих системах для улучшения динамических свойств вводят элемент
обратной связи. В нашем случае этот элемент (ЭОС) охватывает
исполнительный двигатель и усилитель.
При построении такой системы на постоянном токе в качестве
усилителя можно использовать элсктромашиниый усилитель посто-
янного тока, исполнительного двигателя — исполнительный двига-
тель постоянного тока, элемента обратной связи — тахогенератор
постоянного тока. Если систему выполнять на переменном токе, то
вместо потенциометров можно применять сельсины или вращаю-
щиеся трансформаторы, в качестве исполнительного двигателя —
исполнительный асинхронный двигатель, элемента обратной свя-
зи— асинхронный! тахогенератор.
§ В.2. ОСНОВНЫЕ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ТРЕБОВАНИЯ
К ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ МИКРОМАШИНАМ
Основные технико-экономические требования, предъявляемые
к электрическим микромашинам, можно подразделить на две
группы.
Первая группа состоит из общих требований к электрическим
микромашинам независимо от выполняемых ими функций, принци-
па действия, конструкции. Для электрических микромашип общего
применения основными требованиями явтяются а) высокие энерге-
тические показатели — коэффициент полезного действия и коэффи-
циент мощности; б) длительный срок службы; в) низкая стоимость;
г) простота конструкции и технологии изготовления; д) ремонто-
пригодность.
Для электрических микромашин автоматических устройств и
приборов эти требования не являются решающими; основные тре-
бования, предъявляемые к ним, следующие: а) высокая точность
преобразования исходных величин: б) стабильность выходных ха-
рактеристик; в) высокое быстродействие; г) высокая надежность.
При этом у информационных и гироскопических микромашин к
основным требованиям относятся показатели точности и стабиль-
ности характеристик. Силовые мпкромашины и преобразователи
7
наряду с достаточной точностью и быстродействием должны иметь
хорошие энергетические показатели.
Вторая группа состоит из требований, предъявляемых к элек-
трическим микромашинам в зависимости от области применения и
условий эксплуатации'
а)	минимальные габариты и масса при заданных выходных
параметрах — для микромашин бортовой аппаратуры;
б)	устойчивость к вибрации и ударным нагрузкам — для тран-
спортных и сельскохозяйственных машин, бортовой аппаратуры;
в)	климатическая и радиационная устойчивость — для микро-
машин, работающих в ядерных реакторах, на космических аппара-
тах и в условиях тропического климата;
г)	взрывобезопасность — для микромашин шахтного и руднич-
ного оборудования;
д)	низкий уровень создаваемых шумов — для микромашин зву-
козаписывающей и звуковоспроизводящей аппаратуры;
е)	низкий уровень излучаемых радиопомех — для микромашин,
работающих в комплекте с электронной аппаратурой, в радиоло-
кационных установках;
ж)	малое газовыделение — для микромашин, применяемых в ва-
куумном технологическом оборудовании.
ГЛАВА 1
ЭЛЕКТРОМАШИИНЫЕ УСИЛИТЕЛИ
§ 1 1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ и КЛАССИФИКАЦИЯ
Усилителем называют такое устройство, в котором посредством
сигнала малой мощности (входная величина) управляют сравни-
тельно большой мощностью (выходная величина). При этом выход-
ная величина является функцией входного сигнала и усиление про-
исходит за счет энергии внешнего источника.
По виду управляемой энергии усилители можно подразделить
иа электрические (в частности, электромашинные), пневматиче-
ские, гидравлические, механические.
Электромашинные. усилитель (ЭМУ) представляет собой кол-
лекторный генератор постоянного тока. В электромашинных усили-
телях выходная (управляемая) электрическая мощность создается
за счет механической мощности приводного двигателя.
В зависимости от способа возбуждения электромашинные уси-
лители подразделяют на усилители продольного поля и усилители
поперечного поля. В усилителях продольного поля основной поток
возбуждения направлен по продольной оси машины, в усилителях
поперечного поля основной поток возбуждения направлен по попе-
речной оси машины.
Важнейшей характеристикой ЭМУ является коэффициент уси-
ления Различают коэффициенты усиления по мощности, току и на-
пряжению.
Коэффициент усиления ЭМУ по мощности kP — это отношение
мощности на выходе (Вт) к мощности управления:
kP=PslijPy.	(1.1)
Коэффициент усиления ЭМУ по току kj— это отношение тока
выходной цепи усилителя (А) к току управления:
Коэффициент усиления ЭМУ по напряжению—это отношение
напряжения выходной цепи (В) к напряжению управления:
== U	у.
Из сказанного следует, что
kf ™ kp.
Электромашинные усилители могут иметь достаточно высокий
коэффициент усиления по мощности (103—10s). Чем меньше мощ-
ность управления электромашинного усилителя, тем меньше масса
и габариты аппаратуры управления.
9
Важным показателем ЭМУ является быстродействие, характе-
ризуемое постоянными времени его цепей. Электромагнитная по-
стоянная времени определяется энергией магнитного поля, изменяю-
щегося в процессе регулирования. Для электрической цепи посто-
янного времени (с)
x=LlR,	(1.2)
где L — индуктивность цепи, Гн; R — активное сопротивление це-
пи, Ом.
В ЭМУ постоянная времени г = 0,024-0,2 с.
От ЭМУ стремятся получить большой коэффициент усиления по
мощности и высокое быстродействие, т. е. по возможности меньшие
постоянные времени. Для удобства сравнения различных усилите-
лей вводят коэффициент добротности /?д, равный отношению коэф-
фициента усиления по мощности к сумме постоянных времени сту-
пеней усиления:
К ЭМУ, работающим в системах автоматического регулирова-
ния, предъявляется требование минимальной погрешности отобра-
жения функциональной зависимости, под которой понимают откло-
нение действительной зависимости выходного напряжения от тока
управления электромашинного усилителя от линейной зависимости.
При выполнении этого требования ЭМУ сохраняет неизменное зна-
чение коэффициента усиления при изменении сигнала управления.
В системах автоматического регулирования ЭМУ применяют в
качестве усилителей мощности, работающих в основном при пере-
ходных режимах, в процессе которых возникают значительные пе-
регрузки по току. Поэтому одним из требований к ЭМУ является
хорошая перегрузочная способность.
Важными требованиями, предъявляемыми к ЭМУ, являются на-
дежность в работе и стабильность характеристик.
Требования, предъявляемые к ЭМУ в зависимости от условий
применения, изложены в § В.2.
В качестве простейшего электромашинного усилителя — незави-
симого ЭМУ — может быть использована обычная коллекторная
машина постоянного тока, работающая в режиме генератора неза-
висимого возбуждения. В качестве обмотки управления использу-
ется обмотка возбуждения главных полюсов, при необходимости
число обмоток управления может быть увеличено до 2—4; выход-
ная мощность снимается с обмотки якоря.
Коэффициент усиления независимого ЭМУ относительно неве-
лик: /?р=204-100, поэтому такой ЭМУ широкого применения не по-
лучил. Однако в системах генератор — двигатель, где от двигателя
требуется изменение частоты вращения в широком диапазоне, ге-
нератор работает в режиме ЭМУ независимого возбуждения. Мно-
гоступенчатые ЭМУ продольного поля в диапазоне малых мощно-
стей практически не применяют, для малых мощностей наиболее
распространенными являются ЭМУ поперечного поля.
10
§ 1.2. ЭЛЕКТРОМАШИННЫЙ УСИЛИТЕЛЬ ПОПЕРЕЧНОГО ПОЛЯ
КОНСТРУКЦИЯ И ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
В данном параграфе рассмотрены ЭМУ поперечного поля с диа-
метральным шагом, в которых основным потоком возбуждения яв-
ляется поперечный поток якоря
На рис. 1.1, а представлена схема ЭМУ поперечного поля. Конст-
руктивно ЭМУ выполнен подобно генератору постоянного тока, но
имеет дополнительный
комплект щеток, установ-
ленных на поперечной
оси машины qq и замкну-
тых накоротко. На стато-
ре ЭМУ расположен ряд
обмоток. По продольной
оси полюсов dd находят-
ся обмотки управления У
(обычно две или четыре).
Соосно с ними располо-
жена компенсационная
обмотка К. Для регулиро-
вания степени компенса-
ции усилителя обмотка К
шунтирована регулирую-
щим сопротивлением /?ш.
Л
Рис. 1.1
В этой же цепи для улучшения коммутации включена обмотка
дополнительных полюсов Д. Иногда для улучшения коммутации
в поперечную цепь последовательно с якорем включают попереч-
ную обмотку подмагничивания П, имеющую малое сопротивление.
Рассмотрим принцип действия ЭМУ поперечного поля. Пусть
угловая скорость приводного двигателя (рад/с) равна номинальной,
т. е. и = юном, и к одной из обмоток управления приложено напря-
жение постоянного тока t/yI. Тогда под действием небольшого маг-
нитного потока управления Фу (Во) (небольшого потому, что при
высоком коэффициенте усиления на вход усилителя подается ма-
лая мощность) в поперечной цепи обмотки якоря qq возникает не
большая э. д. с.
Е2 = k w Фу,
(1.3)
где А=рЛ?/(2ла)—конструктивный коэффициент, зависящий от чис-
ла проводников Л' в обмотке якоря, числа пар параллельных вет-
вей а и числа пар полюсов р машин. В поперечной цепи якоря про-
ходит ток /2, значение которого довольно велико, так как цепь име-
ет малое сопротивление.
На рис. 1.1,6 показано направление тока 12 в проводниках
якоря. Этот ток создает поперечный поток якоря Ф9. Под действием
этого потока в продольной цепи якоря dd возникает э. д. с. £з =
= которая снимается продольными щетками. Э.д.с. Е3 вызы-
11
вает появление тока /3 и на сопротивлении /?Нагр происходит паде-
ние напряжения U3.
На рис. 1.1, в показано направление тока /3 в проводниках якоря,
создающего продольный поток якоря Ф</, который направлен на-
встречу потоку управления Фу. Если не принять мер, то большой по
значению поток Фд размагнитит усилитель и никакого усиления не
произойдет. Для компенсации продольного потока якоря на статоре
расположена компенсационная обмотка К.
Продольный поток якоря Ф</ пропорционален м. д. с.
=	(1.4)
где wa — число витков в параллельной ветви обмотки якоря.
Из (1.4) видно, что продольная м.д. с якоря Fa и, следовательно,
пропорциональный ей магнитный поток Ф</ изменяются с измене-
нием тока /3, т е. зависят от сопротивления нагрузки /?»агр. Хорошее
компенсирующее действие обмотки К получают в том случае, если
м. д. с. этой обмотки также зависит от тока /3. Поэтому обмотку К
и включают в продольную цепь машины последовательно с обмот-
кой якоря. Тогда м.д. с. компенсационной обмотки
=	П-5)
где Wk — число витков компенсационной обмотки.
Степень компенсации усилителя характеризуется коэффициен-
том компенсации
kK=FKlFd-	(1.6)
Различают три возможных случая работы усилителя: А?к=1 —
машина скомпенсирована; £к<1 — машина недокомпенсирована;
Лк>1 —машина перекомпенсирована.
Обычно ЭМУ выпускают с небольшой перекомпенсацией: м.д. с.
компенсационной обмотки примерно на 5% больше продольной
м д. с. якоря, т. е. &к=1,05.
Регулирование степени компенсации производится шунтирую-
щим сопротивлением /?ш. С учетом Rm м. д. с. компенсационной об-
мотки
(1.7)
^=4 «к-----—
к ° к D ». D
। Аш
Для улучшения коммутации в продольной цепи якоря распола-
гают иа статоре по оси dd дополнительные полюса. Для улучшения
коммутации в поперечной цепи якоря снижают значение тока /2 и,
чтобы при этом магнитный поток по поперечной оси не был сни-
жен, на статоре укладывают поперечную обмотку подмагничива-
ния П (рис 1 1, а) Эта обмотка создает поток Фп, направленный
согласно с поперечным потоком якоря.
Таким образом, при включении обмотки подмагничивания П
в цепь поперечных щеток магнитный поток поперечной оси
ф;=ф?+ф-
12
На рис. 1.2 показаны листы статора и якоря и схема расположе-
ния обмоток двухполюсного ЭМУ поперечного поля. Обмотки уп-
равления 1 находятся в больших пазах статора, расположенных по
поперечной оси машины. Эти обмотки выполнены в виде четырех
катушек.
Рис. 1.2
Часть большого поперечно-
го паза и малые пазы статора
занимает распределенная ком
пенсационная обмотка 2. Такое
расположение компенсацион-
ной обмотки создает хорошие
условия компенсации, так как
обмотка якоря 3, поток которой
уравновешивает компенсацион-
ная обмотка, выполнена также
распределенной. В средних па-
зах, расположенных по про-
дольной оси машины, находят-
ся сосредоточенная обмотка
дополнительных полюсов 4 и
поперечная обмотка подмагни-
чивания 5. На спинке большого
паза расположена обмотка
размагничивания 6.
У ЭМУ поперечного поля за
ная э. д. с., т. е. э. д. с. на выводах выходной цепи при отсутствии
тока управления. Для устранения этого явления обычно применяют
счет гистерезиса имеется остаточ-
Рис. 1.3
размагничивание статора переменным током, чему и служит обмот-
ка размагничивания 6
Такая конструкция статора и якоря является наиболее распро-
страненной для ЭМУ мощностью до 20 кВт.
Якоря ЭМУ приводятся во вращение приводными двигателями
постоянного или переменного тока, выполненными в одном корпусе
с ЭМУ или раздельно. На рис. 1.3 показан в разобранном виде
13
ЭМУ поперечного поля УДМ-150 с приводным двигателем постоян-
ного тока в одном корпусе: 1 — статор ЭМУ; 2—якорь ЭМУ; 3 —
щеточный узел ЭМУ; 4 — шунтирующее сопротивление компенса-
ционной обмотки; 5 — статор приводного двигателя; 6 — якорь дви-
гателя; 7 — щеточный узел двигателя; 8 — вентилятор; 9—корпус.
§ 1.3. СТАТИЧЕСКИЕ И ДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ЭЛЕКТРОМАШИННОГО УСИЛИТЕЛЯ ПОПЕРЕЧНОГО ПОЛЯ
Важнейшим показателем ЭМУ поперечного поля является ко-
эффициент усиления по мощности. Высокий коэффициент усиления
по мощности получается за счет того, что ЭМУ поперечного поля
является двухступенчатым. Первая ступень усиления: обмотка уп-
равления— короткозамкнутая цепь поперечных щеток. Вторая сту-
пень: короткозамкнутая цепь поперечных щеток — выходная цепь
продольных щеток. Поэтому общий коэффициент усиления по мощ-
ности
kp= kp\ kp2,	(1.8)
где kPl коэффициент усиления первой ступени; kp? — коэффици-
ент усиления второй ступени, причем
kpi — U<2 ^г/(^у ^у)» kp2= U3	% ^2)-	(1.9)
Подставляя значения коэффициентов усиления по мощности
ступеней в выражение (18), получим
. 6А/з ^З^нагр
kp —---—- =--------
(1.10)
где /?у — сопротивление обмотки управления.
Коэффициенты усиления по мощности каждой ступени могут
быть записаны через основные параметры машины и нагрузки. Для
этого токи в продольной и поперечной цепях якоря выражают в со-
ответствии с законом Ома через э. д. с. якоря и сопротивления,
э. д с. якоря — через угловую скорость якоря и магнитный поток,
а последний — через ток и индуктивность обмоток, создающих этот
поток.
При полной компенсации ЭМУ (kK—i) формула результирую-
щего коэффициента усиления по мощности, полученная в результа-
те указанного преобразования, принимает вид
kp~c RARi+R^Y у2’	(
где с — конструктивный коэффициент; Ad, Ag — магнитные проводи-
мости соответственно по продольной и поперечной осям машины;
/?2, Кз— активные сопротивления соответственно поперечной и про-
дольной цепей ЭМУ; и угловая скорость якоря; ту=-£у/7?у—по-
стоянная времени обмотки управления; т2 = ^-2/^2— постоянная вре-
14
меня поперечной цепи; Ly, L2— индуктивности обмоток соответст-
венно управления и поперечной цепи ЭМУ.
Отсюда следует, что усилитель имеет тем больший коэффициент
усиления по мощности, чем меньше воздушный зазор и насыщение
магнитной цепи (больше Ad и Л9) и чем выше угловая скорость.
Чрезмерно увеличивать угловую скорость нельзя, так как могут
ухудшиться условия коммутации под продольными и поперечными
щетками и условия механической прочности машины.
Рис. 1.5
Коэффициент усиления kP прямо пропорционален постоянным
времени обмоток управления и поперечной цени, т. е. требования
максимальною усиления и максимального быстродействия взаим-
но противоречивы.
Коэффициент усиления по мощности весьма существенно зави-
сит от сопротивления нагрузки и степени компенсации ЭМУ
(рис. 1.4). При полной компенсации (Лк=1) коэффициент усиления
по мощности достигает максимального значения при соблюдении ус-
ловия /?з = ^нагр, т. е. общего условия для работы генератора на
пассивную нагрузку. В случае перекомпенсации (Лк>1) за счет
подмагничивающего действия разностной м.д. с. компенсационной
обмотки и продольной цепи якоря коэффициент усиления по мощ
ности больше и его максимум наступает при меньшем сопротивле-
нии нагрузки, чем при kK— 1. При иедокомпенсации (/гк<1) все
соответственно наоборот. Графики рис. 1.4 могут характеризовать
и зависимость коэффициента усиления от тока нагрузки.
Основными статическими характеристиками ЭМУ поперечного
поля являются внешние и регулировочные.
Внешние характеристики — это зависимость £73 =f(/3) при по-
стоянных угловой скорости приводного двигателя co = const и сиг-
нале на обмотке управления t/y—const. Вид внешних характеристик
непосредственно связан с зависимостью тока в поперечной цепи 12
от тока в продольной цепи /3, т. е. от выходного тока, проходящего
через нагрузку (рис. 1.5, а). Характеристики построены для всех
трех случаев компенсации: полной (£к—1), перекомпенсации (kK>
>1) и иедокомпенсации (£к<1).
При полной компенсации (&ц—1) по продольной оси машины
действует только м.д.с. обмотки управления. Следовательно, сни-
15
маемая поперечными щетками (см. рис. 11, fl) э. д. с. E2=const,
а ток /2 при изменении сопротивления нагрузки /?Нагр остается не-
изменным
При перекомпенсации (&к>1) по продольной оси кроме м д. с.,
создаваемой обмоткой управления, действует еще часть м д. с. ком-
пенсационной обмотки, которая направлена согласно с м д. с. об-
мотки управления. Поэтому ток /2 с ростом тока нагрузки 1з растет.
При недокомпенсации (/гк< 1) по продольной оси действует часть
м. д. с. продольной реакции якоря,
не скомпенсированной м. д. с. к м-
пенсационой обмотки, и поэтому ток
12 с ростом тока нагрузки /3 убывает.
Пользуясь этими зависимостями,
можно легко настроить усилитель на
необходимую степень компенсации.
На рис. 1.5, б представлены
внешние характеристики U3=f(ls)
для трех случаев компенсации.
При полной компенсации выход-
ное напряжение на сопротивлении
нагрузки
с/з — ^3 — ^3
(1.12)
где Е3 — э. д. с. холостого хода.
Напряжение на усилителе при полной компенсации (/гк=1)
с ростом тока 73 убывает и отличается от э. д. с. Е3 на значение па-
дения напряжения на внутреннем сопротивлении R3 продольной
цепи ЭМУ
При перекомпенсации (/гк>1) выходное напряжение может быть
неизменным при росте тока нагрузки 73 пли даже возрастать.
При недокомпенсации (/гк<1) выходное напряжение с ростом
тока /3 уменьшается более резко, чем при £к=1.
Регулировочные характеристики ЭМУ — это зависимости выход-
ного нац яжения или выходного тока от тока управления при со =
= const и /?нагр=const (рис. 1.6). Вид этих характеристик определя-
ется формой кривой намагничивания машины. При малых токах
управления нелинейность характеристики, т. е. погрешность ЭМУ,
и соответственно непостоянство коэффициента усиления объясня-
ются наличием остаточной э.д. с. В области больших токов управ-
ления эти явления связаны с насыщением магнитной цепи.
При использовании ЭМУ в замкнутых системах автоматическо-
го регулирования (стабилизаторы, регуляторы, следящие системы)
машина должна быть несколько недокомпенсирована (/гк — 0,97-е-
0,99), так как в случае перекомпенсации в системе во время работы
может возникнуть возмущение за счет избытка м.д. с. компенсаци-
онной обмотки, которое приведет к возникновению автоколебаний
системы
16
Динамические свойства ЭМУ поперечного поля оценивают по
характеру протекания переходного процесса, т. е. по нарастанию
напряжения в продольной цепи во времени U3=f(t) при подаче на
вход (обмотку управления) напряжения управления.
Быстродействие ЭМУ в общем случае определяется постоянны-
ми времени:
1)	обмотки управления
ty—Ly/fiy’,
2)	поперечной цепи
'^2== ^•2/^'2?
3)	продольной цепи, которую необходимо учитывать при работе
на нагрузку,
тз—ЬзНКз -|~ /?нагр),
где Z-з — индуктивность продольного контура обмотки якоря;
4)	компенсационного контура
Однако если учесть, что в реальных случаях Rnarp^Rs, то т3
значительно меньше трех остальных и ею можно пренебречь. На
быстродействии усилителя сказывается взаимосвязь обмоток, рас-
положенных на статоре, с обмоткой якоря и между собой, в част-
ности взаимодействие обмотки управления и поперечной цепи, обус-
ловленное коммутационными токами поперечной цепи. Перемеще-
ние щеток также вызывает взаимосвязь обмотки управления с
поперечной цепью и изменение переходного процесса
Решение уравнений переходного процесса с учетом всех взаимо-
связей достаточно громоздко, а их влияние на переходный процесс
во многих случаях относительно невелико.
Рассмотрим закон нарастания э. д. с. выходной цепи в функции
времени для режима холостого хода с учетом главных связей в ЭМУ
(6]. Допустим, что:
1) магнитная система ЭМУ по поперечной и продольной осям не
насыщена;
2) взаимоиндуктивность обмоток управления, компенсационной
и дополнительных полюсов с обмотками поперечной цепи равна
нулю.
Закон нарастания э. д. с. выходной цепи е3 во времени в том слу-
чае, когда щетки расположены на нейтрали, можно найти из четы-
рех уравнений равновесия э. д.с. (см. рис. 1.1, о).
1.	Для обмотки управления
diy	9 diK
t/y=/?y/y-|-£y	-|- 7Иу.к	,	(1.13)
где Л1у.к—взаимоиндуктивность между обмоткой управления и
компенсационной обмоткой; iK — ток компенсационной обмотки.
2.	Для компенсационного контура

17
dzh	div
0=7?K iK + LK 4- AfK.y —jp- ,
(1.14)
где Л1к.у=Л1у.к.
3.	Для поперечной цепи якоря
e2—ciyiy-\-aKiii=R2^2~V^i—' ~»	(1.	)
где «у и ок — коэффициенты пропорциональности; i2— ток в попе-
речной цепи.
4.	Для продольной цепи якоря
е3=а2/2.	(1.16)
Значения коэффициентов ау, а2,
ок определяются конструктивными
параметрами якоря, угловой скоро-
стью его вращения п индуктивно-
стью соответствующих обмоток.
Если принять коэффициент маг-
нитной связи между обмоткой уп-
равления и компенсационной рав
ным единице, то уравнения (1 13)-
(1.16) можно свести к операторному уравнению второго порядка:
*(/(/y(j7)=(ry + rK)T2jP2e3(p)4-(TJ 4-г2 + тк)Р<?з(р)+е3(р),	(1.17)
где /?и=ауа2/(/?у/?2) —коэффициент усиления (передачи) по напря-
жению.
Решение уравнения (1.17) показывает изменение выходной э.д. с.
е3 во времени при ступенчатом приложении сигнала на вход уси-
лителя:
ез— kuUу 11 4
Ту + тк
Т2— Ту — Тк
е-,/(ту+тк’
*2
Т2—Ту—Тк
e-'/’J.
(1 18)
Уравнение (1.18) можно несколько упростить. Так как в усили-
теле т2>(ту+тк), то уравнение переходного процесса
е3=А,7(7у(1-е-^>).	(1.19)
Из выражений (1.18) и (1.19) видно, что в первом случае ЭМУ
представляет собой два последовательных апериодических звена,
а во втором — одно.
На рис. 1.7 представлены динамические характеристики ЭМУ
поперечного поля. Кривая 1 построена по уравнению (1.18), а кри-
вая 2 — по уравнению (1.19).
Передаточную функцию ЭМУ поперечного поля находят на ос-
новании уравнения (1.17):
цу (п)== ез(Р). =------------.	(1.20)
Uy (р)	14- (ту 4- т2 4- тк) р 4- (ту 4- тк) г2 р%
18
—
4 •- а
§ 1	4 ПРИМЕНЕНИЕ ЭЛЕКТРОМАШИННЫХ УСИЛИТЕЛЕЙ
Электромашинные усилители выпускают серийно и широко при-
меняют в системах автоматического регулирования и автоматизи-
рованного электропривода. В системах генератор — двигатель гене-
ратор, а часто и возбудитель, по существу, представляют собой не-
зависимые ЭМУ, соединенные в каскад. Наибольшее распростране-
ние получили ЭМУ поперечного поля. Эти усилители имеют сле-
дующие основные преимущества:
1)	большой коэффициент усиления по мощности (до 0,5-104
у ЭМУ мощностью менее 750 Вт и до 10° у ЭМУ большей мощно-
сти) ;
2)	малую входную мощность, позволяющую питать обмотки уп-
равления от электронных ламповых и полупроводниковых усилите-
лей;
3)	достаточное быстродействие, т. е. матые постоянные времени
цепей усилителя. У ЭМУ мощностью до 750 Вт эквивалентная
электромагнитная постоянная времени составляет около 0,1—0,2 с;
4)	достаточные надежность, долговечность и широкие диапазо-
ны изменения мощности;
5)	возможность изменения характеристик путем регулирования
степени компенсации.
Недостатком ЭМУ является наличие остаточной э.д. с. Э. д. с.,
наводимая в якоре потоком остаточного магнетизма, искажает ли-
нейную зависимость выходного напряжения от входного сигнала
в зоне малых сигналов; нарушается однозначность зависимости вы-
ходных параметров ЭМУ от входных при изменении полярности
входного сигнала, так как поток остаточного магнетизма при одной
полярности сигнала увеличивает поток управления, при другой —
уменьшает.
Кроме того, под действием остаточной э. д. с. ЭМУ, работающий
в режиме перекомиенсации, при малом сопротивлении нагрузки и
нулевом входном сигнале может самовозбуждаться и терять управ-
ляемость. Это явление объясняется неуправляемым увеличением
продольного магнитного потока машины, первоначально равного
потоку остаточного магнетизма, за счет подмагничивающего дей-
ствия компенсационной обмотки.
Для нейтрализации вредного действия потока остаточного маг-
нетизма в ЭМУ осуществляют размагничивание переменным то-
Я ком, а сами ЭМУ ставят в автоматические системы несколько пе-
* декомпенсированными.
Следует отметить, что с внедрением магнитных п тиристорных
усилителей использование ЭМУ в системе генератор — двигатель
значительно сокращается. Однако ЭМУ находит все большее при-
менение в системах ЭМУ — двигатель, где ЭМУ используется в ка-
честве генератора, питающего двигатель. В результате использова-
ния промежуточных полупроводниковых усилителей значительно
увеличились диапазоны регулирования и быстродействие электро-
приводов, работающих по системе ЭМУ — двигатель Такие элек-
19
троприводы применяют в различных областях, в связи с этим растет
производство ЭМУ поперечного поля. Этому способствует наличие
нескольких обмоток управления, что позволяет сравнивать сигналы
и вводить обратные связи.
На рис. 1 8 показана схема привода антенны радиолокационной
станции в режиме кругового вращения с постоянной угловой ско-
рое ью. Схема состоит из исполнительного двигателя постоянного
Рис. 1.8
Рис. 1.9
тока с якорным управлением ИД, приводящего во вращение ан-
тенну А, тахогенератора постоянного тока ТГ, механически связан-
ного с валом ИД, и двух усилителей: электронного ЭУ и ЭМУ по-
перечного поля. При мощности исполнительного двигателя в не-
сколько сотен ватт и более такая двухступенчатая схема усиления
С ЭМУ поперечного поля может иметь лучшие технико-экономиче-
ские характеристики, чем чисто электронная. Задающим элементом
является делитель напряжения ДИ, питающийся от источника по-
стоянного тока
Привод работает следующим образом. Необходимая угловая
скорость задается соответствующим значением эталонного напря-
жения U3. Это напряжение через элемент сравнения С поступает
на вход усилителя ЭУ. После усиления в ЭУ и ЭМУ напряжение Uy
подается на обмотку управления исполнительного двигателя, об-
мотка возбуждения которого постоянно подключена к источнику на-
пряжения U\. Ротор двигателя начинает вращаться и поворачивать
антенну А и ротор тахогенератора ТГ. Выходное напряжение тахо-
генератора Ur сравнивается в узле С с эталонным напряжением U3,
и на выходе усилительного каскада устанавливается постоянное
значение Uy, определяемое напряжением рассогласования Up. Ро-
тор ИД и антенна непрерывно вращаются с постоянной угловой
скоростью.
20
На рис. 1.9 представлена схема полуавтомата для спая стек-
лянного дна с металлическим конусом электронно-лучевых трубок
[10]. Сваривание при рабочей температуре 1100—1200° С производят
токами высокой частоты, которые вырабатывает синхронный гене-
ратор повышенной частоты СГ, питающий блок индукторов БИ.
Для получения стабильного выходного напряжения генератора его
-обмотка возбуждения В питается от ЭМУ поперечного поля. В этой
схеме ЭМУ играет роль усилителя мощности и элемента сравнения.
Напряжение Uyl на зажимах обмотки управления У] электрома-
шинного усилителя задает уровень выходного напряжения и соот-
ветственно режим работы генератора. Сигнал отрицательной обрат-
ной связи по напряжению поступает на обмотку управления У2
электромашинного усилителя с зажимов выходной обмотки перемен-
ного тока генератора Г. При увеличении (уменьшении) выходного
напряжения генератора СГ уменьшаются (увеличиваются) резуль-
тирующий магнитный поток управления ЭМУ, создаваемый об-
мотками У1 и У2, и соответственно ток возбуждения генератора.
В результате выходное напряжение генератора стабилизируется.
ГЛАВА 2
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
ПОСТОЯННОГО ТОКА
§ 2.1.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И КЛАССИФИКАЦИЯ
Электрические микродвигатели постоянного и переменного тока,
применяемые в системах автоматики, вычислительной техники
и др., имеют номинальную механическую мощность от сотых долей
ватта примерно до 750 Вт.
Исполнительными называют электрические микродвигатели,
преобразующие подводимый к ним электрический сигнал (напря-
жение управления) в угловую скорость (или перемещение) вала.
Эти двигатели предназначены для различных функциональных пре-
образований. В зависимости от устройства они могут работать ли-
бо в режиме непрерывного вращения (перемещения), либо в шаго-
вом режиме.
Основные требования, предъявляемые к исполнительным двига-
телям:
1)	линейность механических характеристик и обеспечение устой-
чивости работы во всем рабочем диапазоне угловых скоростей;
2)	линейная зависимость угловой скорости вращения ротора от
электрического сигнала управления и широкий диапазон регулиро-
вания скорости;
3)	отсутствие самохода (явление самохода состоит в том, что
двигатель продолжает развивать вращающий момент и его ротор
продолжает вращаться при снятом сигнале управления);
21
4)	высокое быстродействие;
5)	малая мощность управления при значительной механической
мощности на валу (требование вызвано ограниченной мощностью
источников сигнала управления, в основном электронных).
Вспомогательными называют электрические микродвигатели,
выполняющие вспомогательные функции в автоматических систе-
мах и приборах (привод во вращение отдельные узлов, механизмов
и т. д.).
Электрические микродвигатели постоянного тока по конструк-
ции и принципу действия подразде-
ляют на коллекторные и бесконтакт-
ные, не имеющие скользящего кон-
такта коллектор — щетки.
Коллекторные микродвигатели по
конструкции якоря подразделяют на
три типа: с барабанным якорем, с
полым немагнитным якорем и с дис-
ковым якорем.
Коллекторные микродвигатели с
барабанным якорем бывают как
постоянного тока, так и универсаль-
ные, т. е. способные работать от се-
ти как постоянного, так и перемен-
ного тока. Последние используются
только в качестве вспомогательных
микродвигателей.
Требования, предъявляемые к микродвигателям в зависимости
от области применения, приведены в § В.2.
§ 2.2.	ИСПОЛНИТЕЛЬНЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ ПОСТОЯННОГО ТОКА
КОНСТРУКЦИЯ и ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
В качестве исполнительных микродвигателей постоянного тока
используют коллекторные микродвигатели независимого электро-
магнитного возбуждения и с возбуждением от постоянных магни-
тов, а также бесконтактные с транзисторными коммутаторами.
Исполнительные микродвигатели с барабанным якорем не име-
ют принципиальных конструктивных отличий от классической ма-
шины постоянного тока [8. 14]. Микродвигатели с полым немагнит-
ным и дисковым якорями и бесконтактные выпускаются промыш-
ленностью, как правило, с возбуждением от постоянных магнитов.
Микродвигатели с полым немагнитным и дисковым якорями (ма-
лоинерционные) На рис. 2.1 изображен микродвигатель постоянно-
го тока с полым немагнитным якорем. Особенностью конструкции
является то, что для уменьшения момента инерции якорь 2 выпол-
няют в виде полого пластмассового цилиндра, в который запрессо-
вана обмотка из медного провода или на поверхности которого на-
несена печатная обмотка. Полый якорь вращается в воздушном
зазоре между внешним и внутренним статорами. Внутренний ста-
22
тор 3 представляет собой цилиндрический постоянный магнит с
радиальной намагниченностью, создающий поток возбуждения.
Внешний статор 1, выполненный из магнитомягкого материала, яв-
ляется магнитопроводом. Напряжение на якорь подается через щет-
ки 5 и коллектор 4. Внешний и внутренний статоры жестко закреп-
лены в корпусе 6. Якорь и коллектор насажены на вал 9, который
вращается в подшипниках 8, закрепленных в подшипниковых щи-
тах 7 Момент инерции якоря такого двигателя значительно меньше
момента инерции якоря барабанного типа.
Возможно выполнение микродвигате-
лей и с расположением постоянного маг-
нита на внешнем статоре.
Двигатели постоянного тока с диско-
вым якорем (рис. 2.2) выполняют нес ци-
линдрическим воздушным зазором, а с
плоским. Возбуждение двигателя обеспе-
чивается постоянными магнитами / с по-
люсными наконечниками 4 из магнитомяг-
кой стали, имеющими форму кольцевых
сегментов. Магнитный поток, создавае
мый постоянными магнитами, проходит
аксиально через два воздушных зазора,
немагнитный дисковый якорь 5 с печат-
Рнс. 2.3
пой обмоткой и замыкается по кольцам 2, 3 из магнитомягкой ста-
ли, которые служат ярмом. Роль коллектора могут играть неизоли-
рованные участки проводников, находящиеся на поверхности дис-
ка, по которым скользят щетки 6. Якорь (рис. 2.3) представляет
собой тонкий немагнитный диск 1 без пазов (из керамики, тексто-
лита, алюминия) с печатной обмоткой. Проводники 2 печатной
обмотки располагают радиально по обеим сторонам диска и соеди-
няют через сквозные отверстия 3 в диске. Такое соединение выпол-
няют автоматически одновременно с фотохимическим нанесением
обмотки. При прохождении тока по обмотке якоря на валу двпга-
23
теля создается вращающий момент, направленный в плоскости
диска якоря Момент инерции дискового якоря значительно мень-
ше, чем у барабанного, что является одним из основных преиму-
ществ рассматриваемых двигателей.
Кроме малоинерционности двигатели с полым и дисковым яко-
рями имеют еще ряд преимуществ перед двигателями, имеющими
барабанные якори.
1	Так как в якоре отсутствуют ферромагнитные участки и поток
якоря в основном замыкается по воздуху, влияние реакции якоря
незначительно. Собственная индуктивность обмотки якоря мала,
и все переходные электрические процессы в якорной цепи протекают
быстро, улучшая условия коммутации. В магнитопроводе двигате-
лей практически отсутствуют потери мощности па гистерезис и вих-
ревые токи.
2	Якорь двигателя не имеет зубцов, что способствует равномер-
ному распределению индукции в зазоре и значительному уменьше-
нию шума. В двигателе отсутствуют реактивные моменты, связан-
ные с пульсацией магнитного потока в воздушном зазоре, что обес-
печивает снижение напряжения трогания.
3	. Вследствие отсутствия радиальных сил притяжения якоря к
статору, уменьшения массы якоря и соответственно момента тре-
ния в подшипниках уменьшаются механические потери двигателя
и напряжение трогания.
При изготовлении таких двигателей с печатной обмоткой якоря
проводники печатной обмотки находятся в значительно лучших ус-
ловиях охлаждения, чем проводники, уложенные в пазы барабан-
ного якоря, это позволяет повысить плотность тока в проводниках
обмотки якоря до 30—40 А/мм2 и, как следствие, уменьшить габа-
риты и массу двигателя. Изготовление печатной обмотки якоря воз-
можно при высокой степени механизации.
Увеличение допустимой плотности тока в проводниках обмотки
якоря приводит к росту электрических потерь в якоре, так как се-
чение проводников уменьшается, а следовательно, увеличивается
сопротивление обмотки якоря. Однако у микродвигателей с полым
немагнитным и дисковым якорями к. п. д., масса и габаритные раз-
меры примерно одинаковы, а иногда и лучше, чем у двигателя с
барабанным якорем, так как увеличение электрических потерь з
якоре перекрывается уменьшением механических потерь и потерь
в магнитопроводе.
В малоинерционных микродвигателях немагнитный зазор, со-
стоящий из двух воздушных зазоров и немагнитного слоя якоря,
больше, чем у микродвигателей с барабанным якорем. Это приводит
к необходимости применения для постоянных магнитов магнито-
твердых материалов с большими максимальной удельной магнитной
энергией и коэрцитивной силой и соответственно более дорогих.
Двигатели с дисковым якорем менее долговечны, что обусловли-
вается главным образом быстрым износом меди печатных провод-
ников в месте установки щеток.
24
Двигатели с полым немагнитным и дисковым якорями менее на-
дежны при высоких температурах, вибрациях и ударах, так как ве-
роятность деформации у таких якорей в данных условиях больше,
чем у барабанных.
Бесконтактные микродвигатели. Развитие полупроводниковой
техники позволило создать двигатели постоянного тока без коллек-
тора и щеток. Их функции выполняют транзисторные коммутаторы,
управляемые датчиками положения
При замене механического коммутатора (коллектора со щет-
ками) полупроводниковым двигатель постоянного тока становится
более надежным и долговечным, создает меньше радиопомех, осо-
бенно при высоких угловых скоростях, в то время как у двигателя
с коллектором щетки быстро изнашиваются и имеют место значи-
тельное искрение и радиопомехи. Такой двигатель вместе с комму-
татором называют бесконтактным микродвигателем постоянного
тока [28]
Характерными особенностями бесконтактных микродвигателей
постоянного тока являются:
1)	наличие силовой обмотки якоря, расположенной на статоре
и состоящей из нескольких катушек, сдвинутых относительно друг
друга в пространстве (одна катушка соответствует обмотке фазы
синхронной машины); ротор выполняют в виде постоянного маг-
нита;
2)	наличие бесконтактных датчиков положения оси магнитного
потока ротора по отношению к осям силовой обмотки статора
(трансформаторных, индукционных, фотоэлектрических и т. д.), ко-
торые определяют момент коммутации тока в этих катушках;
3)	наличие бесконтактного, чаще всего транзисторного, комму-
татора, осуществляющего коммутацию катушек силовой обмотки
статора по сигналам датчиков положения.
Эти три фактора позволяют при устранении скользящего кон-
такта коллектор — щетки сохранить основную особенность машины
постоянного тока по сравнению с машиной переменного тока: ча-
стота переключения катушек обмотки якоря определяется угловой
скоростью ротора, т. е. регулируется самой машиной. Благодаря
этому бесконтактный двигатель постоянного тока в основном сох-
раняет характеристики коллекторного двигателя с независимым
возбуждением.
Рассмотрим простейшую конструкцию бесконтактного двигателя
(рис. 2.4), у которого статор 1 имеет двухкатушечную обмотку 2,
а ротор 3 с одной парой полюсов выполнен из постоянного магнита.
При подаче постоянного напряжения на зажимы обмотки статора
по ней проходит ток, который во взаимодействии с магнитным пото-
ком ротора создает вращающий момент. Роль датчика положения
ротора, т. е. оси магнитного потока, относительно катушек обмотки
статора выполняют два трансформаторных датчика Д\ и Дг, рас
положенных на фланце корпуса, и ферромагнитный диск 4, наса-
женный на вал ротора. Диск имеет вырез вдоль окружности на
дуге 180°. Поскольку выходные обмотки датчиков соединены по
25
дифференциальной схеме, датчик вырабатывает сигнал при пере-
крытии двух из трех стержней трансформатора, т. е. при располо-
жении датчика напротив выреза диска.
Рис. 2 4
Согласованная работа датчиков и коммутирующей схемы имеет
место при расположении датчиков Д\ и Дг по осям катушек К\ и Д2
обмотки статора, а линии симметрии диска СС—перпендикулярно
оси полюсов ротора. В положении, изображенном на рис. 2.4, сиг-
нал, управляющий транзистор-
ным коммутатором 5, снимается
с датчика Д\ и коммутатор пода-
ет па катушку К напряжение
указанной па рис. 2.5, а позярно-
сти. Когда сигнал отсутствует,
коммутатор подает на катушку
напряжение противоположной
полярности (рис. 2.5, б). Анало-
гично со сдвигом на 90° подклю-
чается к коммутатору катушка
К2 но сигналам затчика Д2. При
полярности напряжения обмотки
статора осуществляется в момент перехода оси потока ротора че-
рез ось данной катушки обмотки статора, т. е. обеспечивается из-
менение направления тока в обмотке статора при подходе оси по-
люса ротора противоположного знака. Значит, сохраняется одно
направление вращающего момента М в пределах полного оборота
ротора, т. е. полупроводниковый коммутатор с датчиками выполня-
ет роль коллектора электрической машины постоянного тока.
В соответствии с общими законами электромеханического пре-
образования энергии электромагнитный момент может быть опре-
М---
+°--™	-О 55
-О 3s	+о 
а)	К' В)
Рис. 2.5
этом изменение коммутатором
26
делен через токи (м.д.с.) и магнитные потоки взаимодействующих
обмоток и постоянных магнитов [20]. При этом момент пропорцио-
нален векторному произведению м.д.с. и потоков. В бесконтакт-
ном двигателе момент взаимодействия каждой катушки статора,
создающей м. д. с Fe, и потока ротора Фр
M=FC Фр sin 6,
где М выражен в Н-м; 6 — 0-^180°—угол между векторами пото-
ка Фр и м. д. с. Fc.
Если магнитный поток
ротора Фр=сопз1, а м.д.с.
прямо пропорциональна то-,
ку /с в обмотке статора, то
выражение для момента
можно преобразовать сле-
дующим образом:
М — /csin О,
где kyt — коэффициент, за-
висящий от потока ротора и
конструктивных параметров
статора.
Согласно полученному
выражению, при включении
напряжения только на одну
катушку статора ротор дви-
гателя вращаться не будет,
если начальное положение
ротора соответствует углу 6,
при котором вращающий момент М меньше момента сопротивления
на валу. Кроме того, имеет место существенная пульсация значения
вращающего момента в пределах оборота ротора и соответственно
пульсация мгновенной угловой скорости ротора.
Наличие двух (и более) катушек в обмотке статора обеспечи-
вает достаточно большой пусковой момент при любом угловом по-
ложении ротора, снижение пульсаций вращающего момента в пре-
делах оборота и пульсаций мгновенной угловой скорости ротора.
При этом уменьшение момента взаимодействия ротора с одной из
катушек компенсируется увеличением момента взаимодействия с
другой. Существуют следующие схемы соединения многокатушеч-
ных силовых обмоток статора бесконтактных микродвигателей:
а) замкнутые (рис. 2.6, а); б) с параллельным подключением ка-
тушек к источнику (рис. 2.6,6); в) с последовательным подключе-
нием катушек к источник)' (рис. 2.6,в); г) с лучевым соединением
катушек (рис. 2.6, г).
Выражение результирующего электромагнитного момента в этом
случае принимает вид
27
M=kMIz —cos (6 “ 6к/2)’
sin(6K/2)
где 9К—межкоммутационный интервал: О^б^бк
При увеличении числа катушек 6К стремится к нулю, а момент
М — к постоянному значению, характерному для классической кол-
лекторной машины.
Нестабильность угловой скорости ротора определяется отноше-
нием максимального перепада скорости в пределах оборота к ее
среднему значению:
N— (штах шпНп)/0)-
Нестабильность зависит
Л
0,8
0.6
0,4
ОЛ
Рис. 2.7
циальные схемы модуляции
от числа катушек обмотки статора,
схемы их соединения, существенно
возрастает в области малых значе-
ний ш и обратно пропорциональна
моменту инерции ротора.
На рис. 2.7 изображены характе-
ристики нестабильности угловой ско-
рости, взятой в долях от угловой ско-
рости идеального холостого хода соо
для трехкатушечного двигателя при
замкнутой (кривая 1) и параллель-
ной (кривая 2) схемах соединения
обмоток. Для повышения стабиль-
ности момента и угловой скорости
в пределах оборота применяют спе-
папряжения или тока в катушках об-
мотки статора.
Сравнительный анализ бесконтактных микродвигателей с раз-
личными схемами соединения обмоток показывает:
1) наибольший к п. д., наименьшую массу, наилучшее использо-
вание активных материалов, наименьшую нестабильность угловой
скорости обеспечивают замкнутые обмотки, поскольку у них в каж-
дый момент времени все катушки наиболее полно участвуют в элек-
тромагнитном взаимодействии с ротором; наиболее близки к ним
по характеристикам обмотки с последовательным подключением
катушек к источнику и лучевые;
2) наиболее просты по устройству коммутаторы в двигателях с
параллельным подключением катушек к источнику.
Характеристики бесконтактных микродвигателей тем ближе к
характеристикам классического коллекторного двигателя постоян-
ного тока, чем больше число катушек силовой якорной обмотки на
статоре Однако пропорционально числу катушек увеличиваются
необходимое число чувствительных элементов датчиков положения
и число транзисторов в коммутаторе, усложняется конструкция сиг-
нальных элементов датчиков и коммутатора. Поэтому на практике
число катушек более 3—4 нецелесообразно.
28
Масса и габаритные размеры бесконтактных микродвигателей
могут быть несколько больше, чем у других микродвигателей по-
стоянного тока, в основном из-за массы и объема коммутатора.
Наряду с бесконтактными микродвигателями вращательного
типа разрабатываются и применяются линейные бесконтактные
микродвигатели, непосредственно преобразующие электрическую
энергию постоянного тока в механическую энергию поступательного
движения.
В принципе линейная электрическая машина представляет со-
бой развернутую в плоскость машину вращательного типа, имею-
щую определенные конструктивные особенности, связанные со спе-
цификой замыкания магнитного потока и механического движения.
На рис. 2 8, а показана конструктивная схема электромагнитной
системы линейного бесконтактного микродвигателя. Корпус индук-
тора 1 выполнен из ферромагнитного материала и служит внешним
магнитопроводом. В корпусе расположены постоянные магниты 2,
создающие поток возбуждения Фв. Индуктор является подвижной
частью линейного микродвигателя. Якорь 3 представляет собой ди-
электрическую пластину, па поверхности которой методом фотоли-
тографии выполнена печатная схема проводников 4 Якорь явля-
ется неподвижной частью линейного микродвигателя. Длина якоря
/я (м) больше длины индуктора 1п на величину хода индуктора. Про-
водники якоря объединены в катушки, оси которых сдвинуты по
длине якоря. Выходы катушек подсоединены к полупроводниковому
коммутатору.
На рис. 2.8, б показана схема кинематического звена поступа-
тельного перемещения с линейным микродвигателем. Якорь 3 при-
креплен к неподвижной направляющей 5, а индуктор 1 — к подвиж-
ной каретке 6. На направляющей по осям катушек якоря располо-
29
жены сигнальные элементы, вызывающие срабатывание датчиков
положения индуктора относительно якоря, расположенных на ка-
ретке.
Принцип работы линейного бесконтактного микродвигателя не
отличается от принципа работы рассматриваемого ранее бескон-
тактного двигателя вращательного типа. Отличие состоит только
в том, что силы электромагнитного взаимодействия тока якоря
с полем возбу/кдения индук-
тора создают тяговое усилие
Гт в плоскости якоря, кото-
рое и приводит к поступа-
тельному перемещению ин-
дуктора.
Основные характеристи-
ки микродвигателей с воз-
бужденном от постоянных
магнитов и с независимым
электромагнитным возбуж-
дением различаются мало,
поскольку магнитный поток
в обоих случаях практи-
чески не зависит от режима
работы машины.
Преимуществом двигате-
лей с постоянными магнита-
ми является то, что их маг-
нитный поток очень мало за-
висит от температуры двига-
теля, в то время как в двига-
телях с электромагнитным
возбуждением при изменении температуры меняются сопротивле-
ние и ток обмотки главных полюсов и, следовательно, основной
магнитный поток. У исполнительных микродвигателей с постоян-
ными магнитами к. п. д. более высокий, чем у аналогичных микро-
двигателей с электромагнитным возбуждением, ввиду отсутствия
потерь на возбуждение. Поэтому при одинаковых размерах и уров
не перегрева от них можно получить большую механическую мощ-
ность
Недостаток микродвигателей с постоянными магнитами состоит
в старении магнитов, чего можно не допустить, используя новые
высококачественные магнитотвердые материалы. Кроме того, высо-
ка стоимость .магнитотвердых материалов для полюсов.
Исполнительные микродвигатели постоянного тока имеют срав
нителыю высокий к. п. д. (до 40—50% у микродвигателей мощно-
стью в десятые доли и единицы ватт соответственно и до 70—75%
при мощности в десятки и сотни ватт). Меньший к. п. д. у микродви-
гателей меньшей мощности обусловлен в основном относительным
ростом сопротивления обмотки якоря и потерь в ней. Габариты и
масса в среднем в 2—4 раза меньше, чем у одинаковых по мощно-
30
сти исполнительных асинхронных микродвигателей. На рис. 2.9, а, б
приведены значения к. п. д. т] и массы па единицу развиваемой мощ-
ности q некоторых серийных исполнительных микродвигателей по-
стоянного тока: СЛ—с барабанным якорем и электромагнитным
возбуждением; ДПМ—с барабанным якорем и магнитоэлектриче-
ским возбуждением; ДПР — с полым немагнитным якорем и маг-
нитоэлектрическим возбуждением; ПЯ — с дисковым якорем н маг-
нитоэлектрическим возбуждением (и — 3000 об/мин); МБ — бескон-
тактные с магнитоэлектрическим возбуждением (индекс «н» — но-
минальная частота вращения п—2500 об/мин, индекс «в» —номи-
нальная частота вращения /г» 9000 об/мин).
У микродвигателей постоянного тока со скользящим контактом
коллектор — щетки в результате искрения под щетками создастся
спектр высокочастотных электромагнитных колебаний, которые яв-
ляются радиопомехами. При питании двигателя от автономного ис-
точника пульсации э. д. с. и тока в якоре приводят к появлению выс-
ших гармоник тока и напряжения, что отрицательно сказывается
на работе других приемников, подключенных к этому же источнику.
Па практике применяют два метода борьбы с указанными вред-
ными явлениями: экранирование и установка электрических фильт-
ров.
Экранирование эффективно при защите от радиопомех, вызывае-
мых искрением. Экраном обычно служит корпус двигателя с метал-
лическим кожухом, охватывающим коллектор со щетками. Все
электрические выводы выполняют из экранированного провода,
наружную оплетку которого соединяют электрически с корпусом
машины.
Электрические LC-фильтры в цепи якоря подавляют наиболее
опасные высшие гармоники тока и напряжения в питающей сети,
свободно пропуская постоянную составляющую.
§ 2.3. СПОСОБЫ УПРАВЛЕНИЯ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫМИ
МИКРОДВИГАТЕЛЯМИ ПОСТОЯННОГО ТОКА
Для регулирования угловой скорости ротора исполнительных
микродвигателей постоянного тока используют два основных спо-
соба управления:
1) непрерывное управление, т. е. управление непрерывным во
времени и меняющимся по значению сигналом Сигналом может
быть напряжение на обмотке якоря (якорное управление) или на
обмотке главных полюсов (полюсное управление);
2) импульсное управление, т с. управление изменением времени,
в течение которого к двигателю подводится номинальное напряже-
ние.
Якорное управление (рис. 2.10). Магнитный поток возбуждения
Ф (Вб) создается током, проходящим по обмотке возбуждения
главных полюсов (рис. 2.10,а), либо постоянными магнитами
(рис. 2.10,6). В первом случае обмотка возбуждения постоянно
подключена к независимому источнику питания с напряжением Uit
31
равным номинальному для двигателя (т. е. Ф=const) Регулирова-
ние угловой скорости ротора и (рад/с) осуществляют, изменяя на-
пряжение управления Uy на зажимах якоря.
При анализе приняты допущения об отсутствии насыщения маг-
•нитопровода и реакции якоря.
Анализ якорного управления начнем с получения уравнений ме-
ханических и регулировочных характеристик. Эти уравнения при-
Рис. 2 10
нято рассматривать в относитель-
ных единицах:
® ^уА о t’
где а — коэффициент сигнала;
t/у.ном — номинальное напряжение
управления двигателя. Значение
а в процессе управления может
изменяться в диапазоне 0—1,25;
О)й = <u/O)q,
где — угловая скорость, отн.
ед.; оэо — скорость холостого хо-
да при а= 1;
Мд = М/М„
где М°—момент, отн. ед.; Л1п—пусковой момент при а=1.
На основании второго закона Кирхгофа запишем уравнение рав-
новесия э д. с и напряжений в цепи якоря:
£7Я=£Я + /Я/?Я.
Так как э. д. с. якоря Еп — АиФ то уравнение равновесия преоб-
разуем к виду
ш ^Я А Ея
кФ
Ток якоря выразим из формулы электромагнитного момента М —
= АФ/Я и получим уравнение механической характеристики:
При номинальном напряжении на зажимах якоря £/у.Ном выра-
жение (2.1) примет вид
а>=ш0-----^2— М,	(2.2)
(*Ф)2
•где скорость идеального холостого хода
“О=^у.ном/(ЙФ).	(2.3)
Для исполнительного микродвигателя с якорным управлением
при произвольном а уравнение (2.1) с учетом (2.2) и (2.3) прини-
мает вид
32
а^*У-но« Ля .	Л»
, — ЙФ (^ф)2 ^=аш0	(£ф)2'	<2-4)
Делим правую и левую части уравнения (2.4) на ы0:
Находим выражение пускового момента при а = 1 из (2.4), при-
равнивая о) нулю:
Подставляем (2.6) в (2.5) и после преобразований получаем
ufi=a—Md.	(2.7)
При постоянном коэффициенте сигнала а выражение (2.7) яв-
ляется уравнением механической характеристики ыд={(Мд) испол-
нительного двигателя с якорным управлением, а при постоянном мо-
менте Мд — уравнением регулировочной характеристики o>e=f(a).
Из уравнения (2.7) следует, что механические и регулировочные
характеристики при якорном управлении линейны. Эти характери-
стики приведены на рис. 2.11
Механические характеристики (рис. 2.11, а) обеспечивают ус-
тойчивость работы микродвигателя при якорном управлении во
всем диапазоне скоростей юд—04-1. Жесткость механических ха-
рактеристик (отношение приращения момента к приращению угло-
вой скорости) остается постоянной при любом коэффициенте сиг-
нала. Максимальный вращающий момент двигатель развивает при
пуске. Пусковой момент в относительных единицах равен коэффи-
циенту сигнала [из (2.7)]
М^=а,	(2.8)
т. е. пусковой момент прямо пропорционален напряжению управ-
ления.
Якорный способ управления обеспечивает линейную зависи-
мость угловой скорости ротора от напряжения управления (регу-
2—1023	33
лировочные характеристики) при любом статическом моменте на-
грузки на валу (рис. 2.11,6).
Следует отметить, что регулировочная характеристика ненагру-
женного микродвигателя (рис. 2.11, в) начинается от нуля только
в идеальном случае (пунктирная линия), когда механические по-
терн в двигателе равны нулю. У реальных исполнительных двига-
телей в режиме холостого хода (х. х.) ротор начинает вращаться
при определенном напряжении управления, отличном от нуля
(сплошная линия), которое называют напряжением троганпя (7тр.
Значение 67гр зависит от момента трения в двигателе и определяет
зону нечувствительности. Для исполнительных микродвигателей
как постоянного, так и переменного тока значение (7тр не должно
превышать 5% Пу.1|ом. Диапазон регулирования угловой скорости
определяется отношением минимальной и максимальной угловых
скоростей и составляет 1/10—1/20.
Для описания исполнительного микродвигателя как звена какой-
либо системы принято вводить ряд коэффициентов.
Коэффициент внутреннего демпфирования Ад, характеризующий
значение и знак собственного демпфирующего момента, развивае-
мого двигателем при изменении угловой скорости ротора, равен
производной от момента по скорости в данной точке или тангенсу
угла наклона характеристики
kI=dMld^.	(2.9)
Значение модуля определяет жесткость рассматриваемого
участка механической характеристики.
На участке механической характеристики с отрицательным ко-
эффициентом внутреннего демпфирования обеспечивается устойчи-
вая работа двигателя практически при всех видах нагрузки. Это оз-
начает, что демпфирующий момент противоположен по знаку при-
ращению угловой скорости и стремится погасить его. Чем ближе
значение йд к положительной области, тем хуже устойчивость дви-
гателя. Величина йд не зависит от угловой скорости ротора при ли-
нейных механических характеристиках и от напряжения управле-
ния при постоянной жесткости механических характеристик.
При якорном управлении йд определяют из выражения (2.7):
л 11^
^=-22i-=-l.	(2.10)
Как видно из (2.10), значение и знак йд не зависят от угловой
скорости и коэффициента сигнала.
Коэффициент пропорциональности между пусковым моментом и
напряжением управления
kn=dMjdU .	(2.11)
Для якорного управления его определяют из выражения (2.8):
rft = dM%da=\.	(2.1 Г)
В этом случае он не зависит от коэффициента сигнала.
34
Коэффициент передачи исполнительных микродвигателей
#дв=d^ldUy.	(2.12)
При линейной регулировочной характеристике этот коэффици-
ент постоянен и численно равен тангенсу угла наклона характери-
стики.
В случае якорного управления из выражения (2.7) получаем
k°B=d»>d/da=\.	(2.12')
Здесь коэффициент передачи не зависит от момента на валу дви-
гателя.
Полезная механическая мощность исполнительного микродвига-
теля
Р2=М2»>,	(2.13)
где М?—полезный момент на валу, который меньше вращающего
момента Л1 на значение момента холостого хода, соответствующе-
го потерям мощности на трение и в магнитопроводе.
В двигателях постоянного тока Ръ создается, как известно, за
счет электрической мощности, потребляемой якорем. При якорном
управлении эта мощность является мощностью управления и со
ставляет 80—95% от всей потребляемой мощности Pi (меньшие циф-
ры относятся к двигателям меньшей мощности). Мощность управ-
ления
= Uу/у	(2.14)
возрастает пропорционально увеличению коэффициента сигнала и
момента нагрузки на валу. Значительная мощность управления —
недостаток якорного способа, поскольку возникает необходимость
в мощных источниках сигнала управления (электронных, магнит-
ных усилителях и т. д.).
Мощность возбуждения, потребляемая обмотками главных по-
люсов при якорном управлении,
Рп=Щ/К,„	(2.15)
где —сопротивление обмотки главных полюсов.
Эта мощность неизменна при любом коэффициенте сигнала, не
зависит от нагрузки и вся выделяется в виде тепловых потерь. Вви-
ду высокого относительно якоря сопротивления обмотки главных
полюсов мощность возбуждения составляет незначительную дотю
в полной потребляемой мощности Рг.
Р1 = Ру + Рп.	(2.16)
Якорное управление исполнительными микродвигателями посто-
янного тока обеспечивает отсутствие самохода. При снятом сигна-
ле управления ток якоря, а следовательно, и врашающпй момент
равны нулю и ротор останавливается.
Полюсное управление (рис. 2.12). При полюсном управлении
исполнительными микродвигателями обмоткой управления служит
2*	35
обмотка главных полюсов, а на обмотку якоря постоянно подает-
ся номинальное напряжение U\ от независимого источника пита-
ния Управление угловой скоростью якоря осуществляется за счет
изменения напряжения управления на зажимах обмотки глав-
ных полюсов. При анализе характеристик принимаем: магнитная
система двигателя не насыщена, реакция якоря отсутствует.
Магнитный поток машины Ф изменяется пропорционально на-
пряжению управления. Для произвольного коэффициента сигнала
поток Ф=аФпом, где Фном — значение потока при а=1. Тогда на
Рис. 2 12
Рис. 2.13
основании (2.1)—(2.3) получаем уравнение механической характе-
ристики в абсолютных единицах при полюсном управлении:
w=—---------------------Л4=-^-----------------М. (2.17)
а6Фном (а£Фном)2	« (аЛФ,оы)2
Делим правую и левую части уравнения (2.17) на <о0 и преобра-
зуем полученное выражение с учетом (2.6), в котором ф=фном:
„__ мд
---=-а	.	(2.18)
ш0 а2	'	'
При постоянном значении коэффициента сигнала а выражение
(2.18) является уравнением механической характеристики, а при
постоянном значении Мд — Уравнением регулировочной характери-
стики исполнительного микродвигателя с полюсным управлением.
Механические и регулировочные характеристики, соответствующие
полюсному управлению и рассчитанные по (2.18), представлены на
рис. 2.13.
Из анализа уравнения (2.18) следует, что механические харак-
теристики (рис. 2.13, а) при полюсном управлении линейны. В со-
ответствии с (2.10) и (2.18) коэффициент внутреннего демпфиро-
вания
k°= — а2	(2.19)
36
и имеет отрицательное значение при любом коэффициенте сигнала.
Значит, устойчивость работы двигателя обеспечена при любом на-
пряжении управления во всем рабочем диапазоне скоростей.
С уменьшением коэффициента сигнала уменьшается и жесткость
механических характеристик.
Пусковой момент в относительных единицах равен, как и при
якорном управлении, коэффициенту сигнала, т. е. прямо пропорци-
онален напряжению управления. Коэффициент пропорционально-
сти пускового момента kd„=l.
Регулировочные характеристики (рис. 2.13, б) при полюсном
управлении нелинейны. При малом моменте нагрузки они неодно-
значны, т. е. одна скорость соответствует двум значениям коэффи-
циента сигнала Неоднозначность исчезает и несколько повышается
линейность только при значениях момента Л4д^0,5.
Коэффициент передачи при полюсном управлении является не-
линейной функцией коэффициента сигнала, поскольку его выраже-
ние в соответствии с (2.12) и (2.18) имеет вид
(2.20)
Особенность регулировочных характеристик микродвигателей
с полюсным управлением состоит в том, что угловая скорость иде-
ального холостого хода (ЛР=0) стремится к бесконечности при
стремлении коэффициента сигнала к нулю. В реальном двигателе
эта скорость ограничена, так как к валу всегда приложены момен-
ты трения щеток по коллектору, в подшипниках и ротора о воздух.
Однако при малом значении этих моментов угловая скорость мо-
жет значительно превысить допустимую для микродвигателя по ме-
ханической прочности (разнос микродвигателя). Вращающий мо-
мент в этом случае при напряжении управления, равном нулю, соз-
дается за счет взаимодействия потока остаточного магнетизма
полюсов и тока в якоре. Следовательно, при полюсном управлении
теоретически возможен самоход. Если момент сопротивления на
валу окажется больше, чем вращающий момент от потока остаточ-
ного магнетизма, то ротор остановится.
Мощностью управления служит мощность, потребляемая обмот-
кой главных полюсов:
Py==t^//?u;	(2.21)
она обычно составляет не более 5 20% от полной мощности, по-
требляемой двигателем.
При полюсном управлении в случае, когда Ц=0, якорь непо-
движен, £я=0 и по обмотке якоря проходит ток, значительно пре-
вышающий номинальный. Это может привести к перегреву двига-
теля в целом и местному перегреву коллектора. С целью ограни-
чения тока в цепь обмотки якоря включают добавочное сопротив-
ление.
37
Проведенный анализ схем включения и характеристик позволя-
ет сравнить способы непрерывного управления исполнительными
микродвигателями постоянного тока.
Преимущества якорного управления:
1)	линейность и однозначность регулировочных характеристик
при любом значении момента;
2)	постоянство коэффициента передачи;
3)	постоянство жесткости механических характеристик при раз-
личных значениях сигнала управления;
4)	более высокое значение коэффициента внутреннего демпфи-
рования при произвольном напряжении управления, что обеспечи-
вает меньшее время протекания переходных электромеханических
процессов (разгона, реверса и т. д);
5)	ток через щеточный контакт проходит только при вращении
ротора, что предотвращает пригорание коллектора от местного на-
грева при неподвижном якоре;
6)	значительно меньшая индуктивность обмотки якоря по срав-
нению с индуктивностью обмотки главных полюсов (меньше число
витков), что обеспечивает меньшее время протекания электромаг-
нитных переходных процессов;
7)	невозможность самохода.
При полюсном управлении по сравнению с якорным требуется
значительно меньшая мощность управления.
Бтагодаря значительным преимуществам якорный способ управ-
ления используют в большинстве схем.
Как отмечалось, хравнения механических н регулировочных ха-
рактеристик исполнительных микродвигателей постоянного тока
были получены без учета реакции якоря. В реальной машине линей-
ность механических и регулировочных характеристик нарушается
вследствие размагничивающего действия реакции якоря.
Жесткость механических характеристик исполнительных микро-
двигателей постоянного тока снижается по мере уменьшения их
мощности, так как при этом увеличивается сопротивление обмотки
якоря.
В заключение отмстим некоторые особенности механических и
регулировочных характеристик бесконтактных исполнительных мик-
родвигателей постоянного тока при якорном управлении. У этих
микродвигателей коммутирующая катушка обмотки якоря имеет
значительно большее число витков, чем в коллекторных машинах
со скользящим контактом, и при выводе уравнений механических и
регулировочных характеристик следовало бы учитывать э. д. с. са-
моиндукции в коммутирующей катушке. Однако большинство бес-
контактных микродвигателей выполнены с возбуждением от посто-
янных магнитов Постоянный магнит ротора обладает низкой маг-
нитной проницаемостью, и, следовательно, индуктивность катушек
обмотки якоря незначительна. Вследствие этого механические и ре-
гулировочные характеристики сохраняются практически линейны-
ми, как у коллекторных микродвигателей.
38
Импульсное управление. Сущность импульсного управления [5]
состоит в том, что регулирование угловой скорости ротора дости
гается не за счет изменения напряжения управления, непрерывно
подводимого к якорю двигателя, а путем изменения времени, в те-
чение которого подводится номинальное напряжение (рис. 2.14).
Иначе говоря, при импульсном управлении к микродвигателю под-
водят импульсы неизменного по амплитуде напряжения управле-
ния Uу .ном, ПОЭТОМУ
его работа состоит
из чередующихся пе-
риодов разгона и
торможения. Если
эти периоды малы
по сравнению с пол-
ным временем раз-
гона и остановки
ротора, то угловая
скорость ротора со
не успевает к концу
каждого периода до-
стигать установив-	Рис. 2.14
шихся значении и
установится некоторая средняя скорость ыСр. Значение «Г|, при не-
изменных моменте нагрузки и напряжении возбуждения однознач-
но определяется относительной продолжительностью включения
т>< = /и/7’и, где /п— длительность импульса; Т„— период.
С увеличением относительной продолжительности импульсов уг-
ловая скорость ротора растет.
При импульсном управлении мгновенное значение угловой ско-
рости ротора непрерывно колеблется в определенных пределах.
Амплитуда колебаний тем меньше, чем больше отношение электро-
механической постоянной двигателя (характеристики инерционно-
сти двигателя) к периоду следования импульсов. С ростом частоты
управляющих импульсов и с увеличением электромеханической по-
стоянной времени амплитуда колебаний угловой скорости уменьша-
ется. Среднее значение скорости остается при этом неизменным.
Чтобы угловая скорость ротора однозначно определялась отно-
сительной продолжительностью импульсов, в период отключения
(паузы tn) ротор должен тормозиться Возможно применение как
механического, так и электрического торможения.
Если это условие не выполняется, то угловая скорость ротора
при любом значении тп непрерывно увеличивается, пока нс достиг-
нет значения скорости холостого хода, так как во время импульса
угловая скорость возрастает, а во время паузы остается практиче-
ски неизменной.
При неизменной относительной продолжительности импульсов
среднее значение угловой скорости зависит от момента нагрузки
и напряжения возбуждения. Объясняется это тем, что с изменением
момента нагрузки и напряжения возбуждения изменяется устано
39
вившееся значение угловой скорости ротора. Таким образом, им-
пульсное управление позволяет путем изменения относительной про-
должительности импульсов в широких пределах регулировать сред-
нюю угловую скорость ротора.
Основными схемами импульсного управления являются схемы,
в которых контакты электромагнитных реле (рис. 2.15, а) или бес-
контактное реле (транзистор Т на рис. 2.15, в) в течение одной час-
ти цикла подключают якорь непосредственно к источнику питания,
Рис. 2.15
о о
создавая положительный
момент (разгон), в течение
же другой части отключают
якорь от источника питания
(схемы применяются в слу-
чае механического торможе-
ния) или переключают якорь
на сопротивление /?д.т для
осуществления динамическо-
го торможения (рис. 2 15,б).
Рассмотрим механические
и регулировочные характе-
ристики исполнительного
еиикродвигателя постоянного
тока при импульсном управ-
лении с торможением за счет статического момента сопротивле-
ния Л4ст на валу (рис. 2.15, а, в), равного сумме момента нагрузки
Мнагр и момента трения двигателя Мт. Под механической характе-
ристикой микродвигателя понимают зависимость установишейся
средней угловой скорости от среднего значения момента при неиз-
менной относительной продолжительности импульсов тн Под ре-
гулировочной характеристикой понимают зависимость установив-
шейся средней угловой скорости ротора от относительной продол-
жительности импульсов тн при неизменном среднем моменте на ва-
лу двигателя.
В зависимости от соотношения электромагнитной постоянной
времени обмотки якоря тя и величины Т„, от схемы управления,
момента нагрузки и тока в цепи якоря возможны два основных ре-
жима работы двигателя при импульсном управлении: режим пре-
рывистого тока и режим непрерывного тока.
Режим прерывистого тока возможен при тя<7'и и ха-
рактеризуется тем, что во время паузы tn ток в якоре равен нулю.
При малой амплитуде колебаний мгновенной угловой скорости
в процессе регулирования можно пренебречь изменением тока яко-
ря и вращающего момента микродвигателя в интервале /и. В этом
случае в периоды разгона Дюрд и торможения Д<отд изменение угло-
вой скорости ротора происходит по линейному закону и определяет-
ся соотношениями
Л15я -Л1?,
Дшв __-----L----------/ с, =
р	J	п °*	*
tU
40
где A1dcpn — среднее в интервале 1п значение вращающего момента
двигателя, отн. ед.; Л4Стй— статический момент сопротивления на
валу, отн. ед.; J — момент инерции ротора; ся=Мп1шо—постоянная
машины.
В установившемся режиме Awpd=—Ди)тб, т. е.
Л1ср и ~ 1,ет	Mfr
  J Л,=< М —(2.22)
Из выражения (2.22) получаем соотношение моментов, характерное
для установившегося режима:
мср
// -
0,8-
0,6-
i
o/t-
0,1-
|t
мср О
Рис. 2.16
Л/ср.и/и=^7Пи	(2.23)
или
(2.23')
1 и
Выражение, стоящее в левой части формулы (2.23'), есть сред-
нее за период Тп значение вращающего момента Л4Срб=Л1бСрИти.
Значит, как и следовало ожидать, в установившемся режиме
МС^=МС^.
Значение ЛТйСри, соответствующее установившейся средней угло-
вой скорости (оСрд, определяем из выражения (2.7) при <х=1, так
как амплитуда импульсов равна номинальному напряжению управ-
ления:
Мд =1—о>а .
ср.Н	ср •
В формуле (2.23) подставляем полученное выражение для ЛРсри.
и заменяем МСтд на Мер*3; после преобразования получаем
^р=1-^сУти-	(2.24)
Выражение (2.24) при ти=const представляет собой уравнение
механической характеристики, а при AfCpd=const — уравнение ре-
41
гулировочной характеристики. Анализ выражения (2.24) позволяет
сделать ряд выводов.
1.	Механические характеристики (рис. 2.16, а) линейны и начи-
наются из одной общей точки холостого хода (toCpd=l, ^4*^=0).
Жесткость механических характеристик уменьшается по мере
уменьшения ти.
2.	Регулировочные характеристики (рис. 2.16, б) нелинейны.
Регулирование возможно только при Л1ст'5^=0, так как при Л1(1й=
= 0 установившееся значение средней угловой скорости Wei/5” 1 при
любом Ти.
Рис. 2.17
3.	Условием пуска микродвигателя (ы#рд>0) является неравен-
ство Тц>Л1гтв.
Режим непрерывного тока возможен при Т’п'Стя и может воз-
никнуть, например, при регулировании по схеме рис. 2.15, в. Прин-
ципиальное отличие режима непрерывного тока заключается в том,
что во время паузы tu ток якоря, уменьшаясь, за счет э. д. с. само-
индукции в обмотке якоря продолжает проходить в том же направ-
лении, что и во время tn (рис. 2.17, а). Цепь тока якоря во время
in замыкается через диод Д.
При малой амплитуде колебаний мгновенной угловой скорости
ток якоря «я и момент Л1 меняются незначительно относительно
средних значений /НСр и Л1<р. Среднее за период значение напряже-
ния управления
^у.ср ^у.иом ^и/^и ~ Ч, ^у.ном-
Если подставить в уравнение механической характеристики двига-
теля постоянного тока (2.1) значения 1/я=Цу.с]> и Л1=Л1(4), то при
переходе к относительным единицам получим уравнение, аналогич-
ное (2.7): (,)gpa=TII—Afcpd.
Механические и регулировочные характеристики имеют тот же
вид, что и при непрерывном якорном управлении (см. рис. 2.11)
с заменой а на Тп. Как видно, закон регулирования угловой ско-
рости в режиме непрерывного тока получается линейным.
В реальных схемах импульсного управления режим работы дви-
гателя в одном диапазоне моментов и угловых скоростей ближе к
42
режиму непрерывного тока, в другом — к режиму прерывистого то-
ка. Механические и регулировочные характеристики для этого слу-
чая представлены на рис. 2.17, б, в [8]. Гранина перехода из одного
режима в другой показана на рнс. 2.17, б пунктирной линией.
Аналогично можно исследовать механические и регулировочные
характеристики любой другой схемы импульсного управления. Сле-
дует отметить, что в схемах с электрическим торможением микро-
двигателя во время пауз появляется возможность регулирования
угловой скорости ротора в режиме холостого хода.
Основным преимуществом импульсного способа управления яв-
ляется меньшая средняя мощность управления за счет уменьшения
среднего во времени тока управления. Однако аппаратура управле-
ния в общем случае более сложная, чем при непрерывном управ-
лении, так как в схемах автоматического управления сигнал чаще
всего непрерывный и его нужно преобразовывать в систему импуль-
сов. Импульсный способ весьма удобен для управления бесконтакт-
ными микродвигателями постоянного тока, имеющими в комплекте
транзисторный коммутатор.
§ 24 ДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫХ
МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ ПОСТОЯННОГО ТОКА
У исполнительных микродвигателей постоянного тока время
протекания электромагнитных переходных процессов значительно
меньше, чем время протекания электромеханических процессов. По-
этому динамические свойства исполнительного микродвигателя при
переходных процессах можно исследовать с помощью уравнения
равновесия моментов
где М — вращающий момент двигателя; Мст — статический момент
сопротивления на валу; / — момент инерции ротора.
Для упрощения анализа принимаем Л4Ст=0. Тогда
(2.25)
Из выражения (2.25) видно, что изменение угловой скорости
ротора (о во времени определяется законом изменения вращающе-
го момента от угловой скорости, т. е. механической характеристи-
кой.
Рассмотрим механическую характеристику исполнительного
микродвигателя постоянного тока при произвольном значении ко-
эффициента сигнала а (рис. 2.18). На этой характеристике выберем
точку С с текущими координатами: М (момент) и ю (скорость).
Из подобия треугольников АВС и АВ'С' получаем
- <в)=Л1пе/шОв,	(2.26)
где <»оа и МПа— значения скорости холостого хода и пускового мо
мента при коэффициенте сигнала а.
43
Решаем уравнение (2 26) относительно М, подставляем р (2.25)
и получаем дифференциальное уравнение движения ротора:
у_^0о__^ + и)=	(227)
М dt ~
па
При якорном управлении, согласно уравнению (2 7),
°'Оа=а(ио;	(2.28)
Жпв=а.-Ип.	(2.29)
Теперь уравнение (2 27) принимает вид
В случае полюсного управления значение Мпа можно опреде-
лить также из выражения (2.29), а значение <ооа из (2.18):
шОв=—ш0.	(2.31)
а
Подставляем (2 29) и (2.31) в (2 27) и получаем
_ Clin rfoj ,	Ып
J------------к ю=а----
М л ц2 dt	а2
Решение уравнений (2.30) и (2.32) для режима пуска имеет
вид
(2.32)
' ш=шОа(1—е' /т«).	(2.33)
Выражение (2 33) есть уравнение переходной характеристики,
т. е. графика изменения во времени выходной величины с» при по-
даче на вход некоторого постоянного сигнала а (рис. 2.19, а).
Величина тм, входящая в выражение (2.33), — это электроме-
ханическая постоянная времени двигателя, равная коэффициентам
при производной от угловой скорости в уравнениях (2.30) и (2.32).
Согласно (2.33), тм — это время, в течение которого электродвига-
тель после подачи напряжения управления развивает угловую ско-
44
рость р&тора, равную 0,632 от установившегося значения, соответ-
ствующей? норме.
Как видно из (2.27),
<2-34>
Ча
При якорном управлении тм определяется выражением
тм = -/-^-,	(2.35)
Л1„
а при полюсном — выражением
где оо/Л1п=/?я/(/гФ)2.
На основании выражений (2.35) и (2.35') .можно сделать вывод:
электромеханическая постоянная времени прямо пропорциональна
момент}' инерции ротора, скорости холостого хода и обратно про-
порциональна пусковому моменту. В случае якорного управления
величина Тм не зависит от коэффициента сигнала, а в случае по-
люсного— возрастает с уменьшением сигнала Последнее объясня-
ется уменьшением жесткости механических характеристик. От ста-
тического момента нагрузки на валу двигателя величина тм не за-
висит.
Из уравнений (2.30), (2.32) и (2.33) видно что исполнитель-
ный микродвигатель постоянного тока является апериодическим
звеном первого порядка, если за входную величину принять коэф-
фициент сигнала а, а за выходную — угловую скорость ротора со.
Передаточная функция, соответствующая уравнениям (2.30) и
(2.32),
W(p)=------.	(2.36)
®мР + 1
Коэффициент передачи двигателя knB соответственно при якор-
ном и полюсном управлениях равен коэффициентам соо и <оо/а2при
коэффициенте сигнала управления а в правых частях уравнений
(2.30) и (2.32). Если скорость входит в уравнения в относитель-
ных единицах, то значения коэффициентов передачи определяют-
ся выражениями (2.12') и (2 20) при M°=Q, так как сами уравне-
ния (2.30) и (2.32) составлены для режима холостого хода.
Если в качестве выходной величины исполнительного микродви-
гателя рассматривать не угловую скорость, а угол поворота ротора
0(d0/d(=co), то двигатель является инерционным интегрирующим
звеном, т. е. величина 0 пропорциональна интегралу от входной ве-
личины (коэфициента сигнала а) по времени. Это видно из уравне-
ния, которое получается на основании выражений (2 30) и (2.32)
с учетом (2.33) и (2 34):
I rffl .	_ Q_
—— н------=л,ва.	(2.37)
dfi 1 dt *
45
Значения тм и k№ в (2.37) выбирают в соответствии со Способом
управления Уравнение переходной характеристики, представлен-
ной на рис. 2.19, б, находят как решение дифференциального урав-
нения (2.37):
8=k лв “	(1 — е~' 4].	(2.38)
Передаточная функция, соответствующая уравнению (2.37),
И7(р)=--- .	(2.39)
Р(^Р +1)
Из уравнений (2.30), (2.32) и (2.37) видно, что динамические
свойства исполнительного микродвигателя постоянного тока суще-
ственно зависят от значения электромеханической постоянной вре-
мени. Чем меньше тм, тем микродвигатель ближе по своим свойст-
вам к идеальному безынерционному звену. Уменьшение тм повыша-
ет быстродействие микродвигателя, т. е. сокращает промежуток
времени между изменением сигнала на обмотке управления и дости-
жением заданной скорости или угла поворота ротора.
Основные меры по уменьшению тм следующие:
1) снижение момента инерции ротора (если v микродвигателей
с барабанным ротором ты составляет 0,035—0,15 с, то у микродви-
гателей с полым немагнитным ротором она снижается до 0,015—
0,02 с, у микродвигателей с дисковым ротором — до 0,005—0,02 с);
2) увеличение пускового момента за счет совершенствования
конструкции, применения лучших магнитных материалов и повыше-
ния плотности тока в обмотках.
Изложенный анализ динамики исполнительного микродвигателя
постоянного тока проводился без учета электромагнитной постоян-
ной времени, определяющей время протекания электромагнитных
переходных процессов в обмотке управления. Однако в тех случа-
ях, когда электромагнитная постоянная времени соизмерима с элек-
тромеханической (например, в малоинерционных исполнительных
микродвигателях с полюсным управлением), при анализе динами-
ки следует учитывать электромагнитную постоянную времени [32].
§ 2.5. УНИВЕРСАЛЬНЫЕ КОЛЛЕКТОРНЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
Универсальными коллекторными микродвигателями называют
микродвигатели, которые могут работать как от сети постоянного
тока, так и от однофазной сети переменного тока. Конструкция уни-
версального коллекторного микродвигателя не имеет принципиаль-
ных отличий от конструкции коллекторного микродвигателя посто-
янного тока, за исключением того, что всю магнитную систему (и
статор, и ротор) выполняют шихтованной, а обмотку возбужде-
ния— секционированной. Шихтованная конструкция статора и ро-
тора обусловлена тем, что при работе на переменном токе их про-
низывают переменные магнитные потоки, вызывая значительные
потери мощности Секционирование обмотки возбуждения вызвано
необходимостью изменения числа витков обмотки возбуждения с
46
целью сближения рабочих характеристик ври работе микродвига-
теля от сетей постоянного и переменного тока.
Универсальный коллекторный микродвигатель может быть вы-
полнен как\с последовательным, так и с параллельным и незави-
симым возбуждением.
Рис. 2.20	Рис. 2 21
В настоящее время универсальные коллекторные микродвига
тети выполняют только с последовательным возбуждением
(рис.2.20). Обмотку возбуждения делят на две части, включаемые
с разных сторон якоря. Такое включение, называемое симметриро-
ванием обмоток, позволяет уменьшить радиопомехи, создаваемые
двигателем.
Работа универсального коллекторного микродвигателя постоян-
ного тока ничем не отличается от работы микродвигателя постоян-
ного тока с последовательным возбуждением. Работа на перемен-
ном токе сопровождается рядом особенностей.
1.	При питании двигателя от сети переменного напряжения ток
якоря и поток возбуждения изменяются по синусоидальному за
кону:
i=Iт sin	®=Ф,„ sin mJ,
где i и Лп- мгновенное и амплитудное значения тока; 0 — сдвиг по
фазе между потоком возбуждения и током в якоре; и - мгно-
венное и амплитудное значения потока; оц— угловая частота тока.
Мгновенное значение вращающего момента т характеризуется
выражением
т = k'-ti = k —rs^m [cos 3 — cos 6)],	(2.40)
где k — конструктивный коэффициент.
Изменение тока i, магнитного потока <р и вращающего момента
tn во времени показано на рис. 2.21. Из этого рисунка видно, что
47
большую часть периода направление вращающего момента т не
изменяется, так как одновременно с магнитным потоком поносов
меняет направление и ток якоря Однако в некоторые промежутки
времени, обусловленные сдвигом фаз между током яко/Зя и магнит-
ным потоком возбуждения, момент отрицателен и вращение ротора
замедляется.
Вследствие большой частоты пульсации момента во времени и
значительного момента инерции вращающихся частей непостоянст-
во вращающего момента практически на работу двигателя влияния
не оказывает.
Среднее значение вращающего момента определяем интегриро-
ванием выражения (2 40)
Т/2
2 г
М=— \ mdt= k Ф / cosp,	(2.41)
о
где I и Ф — действующие значения тока и магнитного потока; Т —
период тока.
Следовательно, вращающий момент, развиваемый универсаль-
ным коллекторным микродвигателем при питании от сети перемен-
ного тока, определяется не только значением потока возбуждения
и тока, как для случая питания от сети постоянного тока, по и
сдвигом фаз между ними. Для получения наибольшего момента не-
обходимо, чтобы магнитный поток возбуждения и ток якоря совпа-
ли по фазе, т. е. р=0 и cos (3= 1.
Поэтому для создания достаточного вращающего момента в
двигателе параллельного и независимого возбуждения необходимо
применять специальные фазосдвигающие цепочки для выполнения
условия (3^=0.
2.	Характеристики универсального коллекторного микродвигате-
ля при питании от сети переменного тока несколько хуже, чем при
питании от сети постоянного тока. Причина расхождения характе-
ристик состоит в том, что при переменном токе на ток и его фазу
существенное влияние оказывают индуктивные сопротивления об-
моток якоря и возбуждения. Это влияние выражается, в частно-
сти, в том, что при работе от сети переменного тока механическая
характеристика несколько мягче, особенно при больших нагрузках
(сплошные линии на рис. 2 22).
Как указывалось, с целью сближения характеристик, обмотку
возбуждения выполняют секционированной (см рис. 2.20). При
работе от сети переменного тока включается меньше витков обмот-
ки возбуждения (выводы 1—2), чем при питании от сети постоян-
ного тока (выводы 3—4). Уменьшение числа витков обмотки воз-
буждения вызывает уменьшение магнитного потока и повышение
угловой скорости ротора. Механическая характеристика приподни-
мается, не меняя своей жесткости (пунктирная линия на рис. 2.22).
Соотношение чисел витков, включенных при питании от различных
сетей, должно быть таким, чтобы получилось наибольшее сближе-
48
ние характеристик при номинальной нагрузке ЛТном или нагруз-
ках, близких к номинальным
При одной и той же мощности на валу ток универсального кол-
лекторного микродвигателя с уменьшенным числом витков обмотки
возбуждения при работе от сети переменного тока больше, чем при
питании от сети постоянного тока, на значение реактивной состав-
, потому что добав-
в обмотках от ро-
ляющей тока. Потери мощности также больше,
ляются потери в стали и увеличиваются потери
ста потребляемого тока.
3.	При работе универсального коллек-
торного микродвигателя от сети переменно-
го тока существенно ухудшается коммута-
ция и усиливается искрение под щетками.
Это объясняется тем, что коммутирующая
катушка в данном случае пронизывается
пульсирующим магнитным потоком воз-
буждения и в ней наводится трансформа-
торная э. д. с.
^тр=4,44/1дакФи,	(2.42)
где wK — число витков в коммутирующей
катушке; Д— частота тока, Гц.
Наличие в коммутирующей катушке не-
скомпенсированной трансформаторной
э. д. с. приводит к неудовлетворительной коммутации и, как след-
ствие, к значительным радиопомехам. С целью устранения радио-
помех универсальные коллекторные двигатели выпускают со встро-
енными в них фильтрами, но полностью устранить радиопомехи не
удается. Это ограничивает применение универсальных коллектор-
ных двигателей в системах автоматики и вычислительных устрой-
ствах.
Однако универсальные коллекторные микродвигатели довольно
широко распространены благодаря тому, что они: 1) работают от
источников как постоянного, так и переменного тока; 2) при рабо-
те от любого из источников позволяют просто, плавно и широко
регулировать угловую скорость ротора изменением подводимого к
двигателю напряжения и шунтированием якоря или обмотки воз-
буждения активным сопротивлением; 3) позволяют получать на
промышленной частоте весьма высокую угловую скорость ротора
(до 2000 рад/с), недостижимую при применении синхронных и асин-
хронных двигателей промышленной частоты без повышающего ре-
дуктора.
В автоматических системах, вычислительных устройствах и при-
борах универсальные коллекторные микродвигатели применяют в
качестве вспомогательных.
49
§2 6. ПРИМЕНЕНИЕ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫХ МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ
ПОСТОЯННОГО ТОКА
Исполнительные микродвигатели постоянного тока широко при
меняются в системах автоматического управления технологическим
оборудованием, в системах следящего привода радиолокационных
установок и во внешних устройствах ЭВМ.
Исполнительные микродвигатели постоянного тока с постоянны-
ми магнитами используются в электромеханических системах управ-
ления сварочных автоматов, пред-
назначенных для сварки плавле-
нием различных узлов авиацион-
ного оборудования. На рис. 2.23
изображена функциональная схе-
ма автоматического регулятора
длины дуги в сварочной головке
Г при сварке с неплавящимся
вольфрамовым электродом.
Длина, а соответственно и на-
пряжение дуги, горящей между
вольфрамовым электродом ВЭ и
обрабатываемой деталью ОД при
Рис. 2.23
подключении к сварочному генератору СГ, регулируется исполни-
тельным двигателем ИД, включенным по якорной схеме управле-
ния. Электрический сигнал соответствующей полярности, опреде-
ляющий направление вращения якоря ИД, формируется в блоке
сравнения ВС, где происходит сравнение действительного напря-
жения дуги с заданным эталонным напряжением Ua. Усиление
сигнала рассогласования Б'р производится полупроводниковым
усилителем мощности ЭУ. При поступлении сигнала управления Uy
на обмотку якоря ИД якорь начинает вращаться в сторону умень-
шения рассогласования между действительной и эталонной длина-
ми дуги. Точность поддержания напряжения дуги составляет при-
близительно л-0,25 В.
Исполнительные микродвигатели постоянного тока с постоянны-
ми магнитами или электромагнитного возбуждения широко приме-
няются в накопителях на магнитной ленте, входящих в состав со-
временных ЭВМ.
В накопителях на магнитной ленте (НМЛ) лентопротяжные ме-
ханизмы (ЛПМ) выполняют обычно по схеме трех двигателей: дви-
гатель стартстопного перемещения магнитной ленты (МЛ) и два
двигателя привода катушек с МЛ.
На рис. 2.24 представлена структурная схема управления ис
полннтельным двигателем ИД, непосредственно приводящим во
вращение ведущий вал В В ЛПМ и осуществляющим стартстопный
режим перемещения участка МЛ, находящегося в зоне магнитной
головки во время записи или считывания информации.
Блок логического управления БЛУ имеет вход 1 для команд
«Движение» или «Стоп» и вход 2 для команд «Вперед» или «На
50
зад». Электронный усилитель ЭУ питает обмотку управления ИД.
Обратная отрицательная связь по скорости, реализованная с по-
мощью тахогенератора ТГ, позволяет получать
скорости без перерегулирования и тем самым
ские усилия в МЛ.
Исполнительный двигатель перемещает или
бочий участок МЛ в зависимости от сочетания
щих на входы 1 и 2 БЛУ. Специфика работы современных быстро
плавное изменение
снижать механиче
не перемещает ра-
команд, поступаю-
действующих ЭВМ требует, что-
бы ЛПМ многократно быстро
разгонял и останавливал лепту
(стартстопный режим). В рас
сматривасмой схеме быстродей-
ствие ЛПМ определяется в ос-
новном быстродействием ИД-, сле-
довательно, в таких схемах паи-
ЦАПХ
Дпх
чертеж - '
ДПу
У
Рис. 2.24
ЭУХ
ЭУу
ТГ1
*1—
ИДу -U. Ред>
'У
- тровдр
'са
IIх 1
ИД Реду
=4 * --------
Рис. 2 25


—I 1
более целесообразно применение двигателей постоянного тока с
полым немагнитным и дисковым печатным якорями.
В болгарских НМЛ типа ЕС 5012-03, входящих в комплект ЭВМ
серии ЕС, в качестве стартстопного двигателя используется двига
тель постоянного тока с постоянными магнитами типа
ДПМ 56ЛР/11 со встроенным тахогенератором
На рис 225 представлена структурная схема управления меха-
низмом перемещения планшетного графопостроителя, предназна-
ченного для вывода графической информации из ЭВМ. В схеме два
канала X и У связаны кинематически с подвижной системой план-
шетного типа. Каждый из каналов представляет собой замкнутую
цифро-аналоговую следящую систему, исполнительным элементом
которой является исполнительный микродвигатель постоянного то-
ка ИД В состав системы входит цифро-аналоговый преобразова-
тель ЦАП, электронный усилитель ЭУ, тахогенератор ТГ, редуктор
Ред с кинематической системой, преобразующей вращательное дви-
жение в поступательное, и датчик положения ДП. Двигатель ИДХ
перемещает траверсу графопостроителя, ИДУ каретку с пишу-
щим устройством ПУ вдоль траверсы.
Цифровая команда, поступающая от ЭВМ, преобразуется в
ЦАП в аналоговые сигналы, которые усиливаются в ЭУ и подают-
ся на обмотки управления ИД Роторы двигателей вращаются, пе
ремещая через кинематические механизмы траверсу и каретку, и
пишущее устройство чертит заданный контур. Информация о фак
51
Рис. 2.26
тическом положении пишущего устройства поступает в ЭВМ по
линиям обратной связи через датчики положения ДПХ и ДПУ, пре-
образующие перемещение в электрический сигнал. ЭВМ сравнива-
ет заданное пространственное положение ПУ с фактическим и со-
ответствующим образом изменяет сигналы управления ИД. Тахо-
генераторы ТГ реализуют обратную связь по скорости и предна-
значены для улучшения динамических свойств следящих систем.
Графопостроители, выполненные по такой схеме, имеют высокие
технико-экономические характеристики. Например, графопострои-
тель CIL4/70 фирмы «Quest», при-
меняемый при автоматизирован-
ном проектировании печатных
плат, обеспечивает точность вы-
черчивания 0,05 мм при скорости
до 30 см/с.
Исполнительные двигатели
постоянного тока широко приме-
няются в электромеханических
промышленных роботах. На рис.
2.26 показана схема конструк-
ции промышленного робота-ук-
ладчика, применяемого для загрузки и выгрузки изделий из упако-
вочной тары [36]. В этом роботе горизонтальные перемещения вы-
полняются с помощью трех линейных бесконтактных микродвига-
телей с диэлектрическим якорем. Якори двигателей жестко связаны
с продольными и поперечными направляющими горизонтального
перемещения 3, индукторы — с каретками 4. На поперечной каретке
размещен модуль вертикального перемещения 2 с захватом для де-
талей 1. Управление полупроводниковыми коммутаторами всех трех
двигателей осуществляется по заложенной в робот программе, при
этом каждый из двигателей включен в замкнутую автоматическую
систему управления с обратной связью по положению
ГЛАВА 3
АСИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
§ 3.1. ИСПОЛНИТЕЛЬНЫЕ АСИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ.
КОНСТРУКЦИЯ И ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
В качестве исполнительных асинхронных микродвигателей в
большинстве случаев используют двухфазные асинхронные микро-
двигатели (рис. 3.1, а). На статоре этих микродвигателей имеются
две обмотки, сдвинутые в пространстве на угол у: обмотка возбуж-
дения В и обмотка управления У Амплитуда или фаза напряжения
управления и пространственный угол между обмотками определяют
угловую скорость ротора и механическую мощность, развиваемую
микродвигателем.
62
По сравнению с асинхронными микродвигателями общего при-
менения исполнительные микродвигатели имеют повышенное актив-
ное сопротивление ротора. Это связано с требованиями обеспечения
устойчивой работы исполнительных микродвигателей во всем ра-
бочем диапазоне угловых скоростей (скольжение s=0-i-l) и ис-
ключения параметрического самохода. Из теории асинхронных ма-
шин известно, что устойчивость их работы практически при всех ре-
альных видах нагрузки обеспечивается только на участке от s=0
Рис. 3.1
до s=sK ($к—критическое скольжение). Следовательно, активное
сопротивление ротора у исполнительного асинхронного микродвига-
теля должно быть таким, чтобы обеспечивалось условие sK^l.
Условие хк> 1, как будет показано далее, является необходимым и
для отсутствия параметрического самохода, который может возник-
нуть при неправильном выборе параметров двигателя. Критическое
скольжение реальных исполнительных асинхронных микродвигате-
лей выбирают обычно в пределах $к=2-?4.
На рис. 3.1, б представлены зависимости вращающего момента
от скольжения асинхронного микродвигателя общего применения
(кривая /) и исполнительного асинхронного микродвигателя (кри-
вая 2).
В зависимости от конструкции ротора различают три основ-
ных типа исполнительных асинхронных микродвигателей: с корот-
козамкнутым ротором типа «беличья клетка», с полым немагнит-
ным и полым ферромагнитным роторами.
Исполнительные асинхронные микродвигатели с ротором типа
«беличья клетка» имеют такое же устройство, как и трехфазный
асинхронный двигатель с аналогичным ротором. Отличие состоит
только в том, что в настоящее время их выпускают в основном так
называемой сквозной конструкции [5]. При такой конструкции
(рис 3.2) внутренний диаметр статора 1, на котором расположена
двухфазная обмотка 2, равен наружному диаметру подшипников5.
Это позволяет обрабатывать внутреннюю поверхность статора и
отверстия под подшипники в подшипниковых щитах 4 с одной уста-
новки на станке. Тем самым уменьшается эксцентриситет располо-
жения ротора 3 в расточке статора, что дает возможность умень-
53
шить минимально допустимый воздушный зазор до 0,03—0,05 мм.
Уменьшение воздушного зазора при неизменных габаритных раз-
мерах и магнитном потоке обеспечивает снижение намагничиваю-
щего тока и, следовательно, уменьшение электрических потерь в
статоре, повышение к. п. д. и коэффициента мощности cosq(. И на-
оборот, при неизменных габаритных размерах, намагничивающей
составляющей м. д. с. статора и электрических потерях в обмотке
Рис. 3.2
Рис. 3.3
статора, т. е. при одинаковых условиях нагрева двигателя, умень-
шение воздушного зазора дает возможность увеличить основной
магнитный поток (при отсутствии насыщения) и тем,самым враща-
ющий момент.
В системах автоматики широко применяются исполнительные
микродвигатели с полым немагнитным ротором. Конструктивная
схема такого микродвигателя представлена на рис. 3.3. Внешний
статор /, закрепленный в корпусе 8, ничем не отличается от стато-
ра обычного асинхронного микродвигателя Его набирают из листов
электротехнической стали, изолированных друг от друга. В пазах
статора располагают две обмотки 2 — возбуждения и управления,
сдвинутые в пространстве на электрический угол 90° (здесь и да-
лее под электрическим углом понимаем пространственный угол,
умноженный на число пар полюсов машины). Внутренний статор
4, который набирают из листов электротехнической стали на ци-
линдрическом выступе одного из подшипниковых щитов 5, служит
для уменьшения магнитного сопротивления на пути основного маг-
нитного потока, проходящего через воздушный зазор.
В воздушном зазоре между внешним и внутренним статорами
находится полый ротор 3, выполненный в виде тонкостенного ста-
кана из немагнитного материала, чаще всего из сплавов алюминия.
Дно ротора жестко укрепляют на валу 6, который вращается в под-
шипниках 7, расположенных в подшипниковых щитах. Толщина сте-
нок ротора в зависимости от мощности двигателя колеблется в
пределах 0,1—1 мм. Полый ротор имеет очень малую массу и, сле-
довательно, незначительный момент инерции.
54
В микродвигателях мощностью в единицы ватт и менее обмотки
возбуждения и управления часто размещают в пазах внутреннего
статора. Тогда внешний статор пазов не имеет и служит лишь для
уменьшения магнитного сопротивления. При такой конструкции об-
легчается процесс укладки обмоток в пазы и несколько повышает-
ся вращающий момент, но увеличивается диаметр ротора вследст-
вие увеличения обмоточного пространства на внутреннем статоре,
что приводит к некоторому увеличению момента инерции ротора.
Возможно также размещение одной из обмоток на внутреннем, а
другой — на внешнем статоре.
На рис. 3.4 представлен исполнительный микродвигатель
АДП-123 с полым немагнитным ротором 3 н обмотками возбужде-
ния па внешнем статоре 1. Внутренний статор 2—безобмоточный.
Полый немагнитный ротор исполнительного асинхронного микро-
двигателя в отличие от роторов других типов обладает незначитель-
ным индуктивным сопротивлением, что повышает линейность меха-
нических и регулировочных характеристик двигателя.
Гладкая цилиндрическая поверхность полого немагнитного рото-
ра способствует снижению уровня шумов, создаваемых двигателем.
Отсутствие радиальных сил притяжения полого немагнитного
ротора к статору, у меиьшение массы ротора и соответственно мо-
мента трения в подшипниках обеспечивают уменьшение напряже-
ния трогания.
Недостатком микродвигателя с полым немагнитным ротором яв-
ляется большой немагнитный зазор, состоящий из двух воздушных
зазоров: между внешним статором и ротором и между ротором и
внутренним статором (каждый до 0,25 мм), а также из немагнит-
ной стенки самого ротора.
Из-за большого немагнитного зазора между внешним и внутрен-
ним статорами, составляющего 0,5—1.5 мм, эти двигатели имеют
55
значительный намагничивающий ток (0,8—0,9 от номинального) и
низкий коэффициент мощности. Последний недостаток несколько
устраняется при конденсаторном управлении, но большой намагни-
чивающий ток приводит к большим электрическим потерям в об-
мотках двигателя и значительно снижает его к. п. д. У исполнитель-
ных микродвигателей с полым немагнитным ротором мощностью в
несколько десятков ватт по сравнению с исполнительными микро-
двигателями той же мощности с ротором типа «беличья клетка*
к.п.д. снижается с 40—50 до 20—35%, а габаритные размеры и
масса увеличиваются в 1,2—2 раза. При увеличении номинальной
частоты напряжения питания с 50 до 400—1000 Гц габаритные раз-
меры и масса на единицу полезной мощности уменьшаются и эги
показатели у указанных типов микродвигателей сближаются. Объ-
ясняется это относительным уменьшением активного сопротивления
обмоток статора (по сравнению с индуктивным) и электрических
потерь в них. Однако и при номинальной мощности менее 5—10 Вт
габаритно-массовые и энергетические характеристики в основном
лучше у микродвигателей с ротором типа «беличья клетка».
На рис. 3.5, а, б приведены зависимости соответственно к. п.д.
т] и массы q на единицу номинальной мощности от номинальной
мощности Ргном некоторых серийных исполнительных асинхронных
микродвигателей: АЦП — с полым немагнитным ротором (индекс
«н» — частота 50 Гц; индекс «в» — частота 400 Гц); ЭМ-М и
ДИД — с полым немагнитным ротором (400 Гц); АД, ДМ и ДКИ —
с ротором типа «беличья клетка» (400 Гц)
Микродвигатели с полым немагнитным ротором менее надежны
при высоких температурах, вибрации и ударах, так как вероят-
ность деформации полого немагнитного ротора в указанных усло-
виях выше, чем ротора типа «беличья клетка».
Уменьшить немагнитный зазор можно при использовании поло-
го ферромагнитного ротора В этом случае отпадает необходимость
во внутреннем статоре, так как магнитный поток замыкается непо-
средственно по ротору. Чтобы материал ротора не насыщатся и ак-
тивное сопротивление его не было очень велико, полый стакан вы-
полняют более толстостенным. Это приводит к увеличению массы
ротора и снижению быстродействия двигателя. У некоторых типов
таких микродвигателей с целью уменьшения активного сопротив-
ления ротора его поверхность покрывают тонким слоем ме-
ди [38].
В каждом конкретном случае выбор конструкции типа двигате-
ля должен производиться с учетом основных требований и условий
применения.
Принцип действия исполнительного асинхронного микродвигате-
ля не отличается от принципа действия трехфазного асинхронного
микродвигатетя [14]. Вращающееся магнитное поле статора созда-
ется в результате взаимодействия м.д.с. обмоток В и У при нали-
чии пространственного сдвига между ними и временного сдвига
приложенных к ним напряжений. Электромагнитный момент возни-
кает в результате взаимодействия вращающегося магнитного поля
56
статора с токами, наведенными этим полем в обмотке ротора —
стержнях «беличьей клетки» или стенке полого ротора. Из теории
электрических машин [14] известно, что вектор вращающегося
магнитного поля остается неизменным, т. е поле является круговым
при соблюдении следующих условий:
1)	сдвиг обмоток статора в пространстве на электрический угол
2)	сдвиг токов в обмотке статора по времени на угол 0 = 90°;
Рис 3 6
3)	равенство м.д с. обмоток возбуждения и управления:
* /угс\-.Яф=/вщЕЯф, где &‘зф число эффективных витков соответству-
ющей обмотки, равное произведению числа витков на обмоточный
коэффициент.
Нарушение любого из этих условий приводит к тому, что поле
Становится эллиптическим, т. е. конец вектора магнитного потока
описывает нс окружность, а эллипс. В этом случае суммарное маг-
нитное поле Ф при вращении не остается постоянным, а изменяет-
ся по амплитуде. Становится переменной и мгновенная угловая
скорость вектора Ф в пределах оборота при неизменной средней
скорости.
Эллиптическое поле создает меньший вращающий момент, чем
круговое такой же амплитуды. Его можно представить как сумму
двух неравных круговых полей, вращающихся с синхронной угло-
вой скоростью в противоположные стороны (рис. 3.6, а). Круговое
поле Ф[, вращающееся в одном направлении с эллиптическим, на-
зывают прямым; поле Фг— обратным.
Прямое поле создает вращающий момент двигателя, а обрат
ное - тормозящий момент. С увеличением эллиптичности поля за
счет изменения углов р и у или уменьшения м. д. с. одной из обмо-
ток статора прямая составляющая поля и момента убывает, а об-
ратная составляющая растет. Уменьшение результирующего вра-
щающего момента при неизменном моменте нагрузки приводит к
снижению угловой скорости ротора. Появление обратного поля
обусловливает увеличение потерь, уменьшение механической мощ-
ности и к. п д. двигателя.
Следует отметить, что увеличение м.д.с. одной из обмоток ста
тора по сравнению со значением, соответствующим круговому
57
полю, приводит к появлению эллиптического поля, амплитуда кото-
рого больше, чем кругового. При этом возрастают обе составляю-
щие поля и в некотором диапазоне возможно увеличение результи-
рующего вращающего момента по отношению к исходному круговому
полю Однако такое форсирование м.д. с. статора связано с пре-
вышением напряжением и током своих номинальных значений, со-
ответствующих круговому полю. Это не всегда допустимо, так как
вызывает увеличение потерь и дополнительный нагрев двигателя,
может привести к насыщению магнитопровода и пробою изоляции.
Когда полностью не выполняется хотя бы одно из условий кру-
гового поля (р=0, у=0, ID=0 или /у=0), поле статора ста-
новится пульсирующим и двигатель не развивает вращающего мо-
мента при неподвижном роторе. Для объяснения этого явления за-
меним пульсирующее магнитное поле Ф (рис. 3.6, б) двумя полями
Ф1 и Ф2, вращающимися в противоположные стороны с синхронной
угловой скоростью о>1 и имеющими амплитуды, равные половине
амплитуды пульсирующего ноля.
При неподвижном роторе оба поля вращаются относительно ро-
тора с синхронной угловой! скоростью. Каждое из них наводит в
обмотке ротора токи, равные вследствие равенства полей п сколь-
жений. Возникают равные по значению вращающие моменты, на-
правление которых противоположно, как и направление полей. Ре-
зультирующий момент равен пулю, и ротор во вращение прийти не
может.
Картина несколько меняется, есчи поле статора становится
пульсирующим при вращении ротора в какую-либо сторону. В этом
случае при определенных условиях двигатель может продолжать
развивать вращающий момент, так как скольжение его ротора от-
носительно прямого и обратного полей будет уже неодинаковым.
Поле статора в исполнительном асинхронном микродвигателе ста-
новится пульсирующим при снятии сигнала управления. Следова-
тельно, ротор двигателя может продолжать вращаться при снятом
сигнале управления, что недопустимо для исполнительных двига-
телей. Это явление, называемое параметрическим самоходом, рас
смотрим подробнее в § 3.2.
Физическое объяснение возникновения электромагнитного мо-
мента при пульсирующем поле статора и скольжении заьлю
чается в следующем. Пульсирующее поле статора наводит во вра-
щающемся роторе кроме трансформаторной еще и э. д, с. вращения,
сдвинутую по фазе относительно трансформаторной. Токи, вызван-
ные в роторе э. д. с. вращения, создают магнитный поток ротора,
сдвинутый в пространстве и во времени относительно потока ста-
тора. Результирующее магнитное поле двигате тя, образующееся при
взаимодействии этих двух потоков, получается вращающимся эл-
липтическим. Направление вращения этого поля зависит от пара-
метров двигателя.
Следует отметить, что в двухфазном двигателе круговое поле
может быть получено и при у=/=90°, если у + р=180° и амплитуды
58
м.д.с. равны. Однако в исполнительных двигателях такой способ
широкого распространения не получил.
Составим уравнение электромагнитного вращающего момента
исполнительного асинхронного микродвигателя. Форма магнитного
поля в двигателе в общем случае эллиптическая, причем эллиптич-
ность вызвана асимметрией м.д.с. обмоток В и У, т. е. нарушепи
ем хотя бы одного из условий кругового поля. Поскольку в боль-
шинстве двигателей пространственный угол между обмотками у=
— 90° можно перейти от асиммет-
рии м. д. с. к асимметрии приве-	le^e^ec
денных токов в обмотках В и У
статора двигателя. Это значит,
что угол сдвига р векторов /у и
/в во времени отличен от 90°, а
Rm/'
~s’ I
/? *"
U	ттг
kz	ч/виг kpz
1м I
Рис 3.7
Рис. 3.8
значения модулей, приведенных к числу витков обмотки возбужде-
ния »в, не равны:
ЛА-
где кл— -аУв.эф/^’уаФ — коэффициент трансформации обмоток В и У.
Чтобы при определении токов и вращающего момента в испол-
нительном асинхронном микродвигателе можно было использовать
методику расчета асинхронных микродвигателей с симметричным
питанием, разработанную в общем курсе электрических машин,
воспользуемся методом симметричных составляющих в применении
к двухфазным системам
Согласно этому методу, несимметричная двухфазная система не-
одинаковых векторов токов /в и /у' (рис. 3.7), сдвинутых между со-
бой на произвольный угол, может быть разложена па две сим.мег
ричные системы, состоящие каждая из двух векторов, одинаковых
по длине и сдвинутых между собой на угол 90°. Система векторов
прямой последовательности (/Bi, f'yi) имеет то же чередование фаз,
что и исходная система. Система векторов обратной последова-
тельности (/в2. /'уг) имеет противоположное чередование фаз. При
этом
Лг1 Z/nl; 1У2-—у/В2	(3.1)
Эквивалентность исходной и полученной систем имеет место, если
^yl-[-/y2 — Л-	(3.2)
59
Составим схемы замещения двигателя, необходимые для опре-
деления токов в обмотках статора и ротора. При одинаковой кон-
структивной схеме обмоток параметры схем замещения обмоток В
и У в приведенной форме примерно равны и схему замещения дос-
таточно составить только для обмотки В.
Схемы замещения составляют раздельно для прямой (рис. 3.8,
а) и обратной (рис. 3.8, б) последовательностей, поскольку поля
прямой и обратной последовательностей вращаются относительно
ротора с разной угловой скоростью и, следовательно, выражения
для скольжений и полных сопротивлений в схемах замещений по-
лучаются разными. Скольжение ротора относительно поля обратной
последовательности
-- И;-	<411(1 - *') <’'1	2 _ s	(3 3)
------------------------------------------ (1)J
где а>2 — угловая скорость ротора; «ц— синхронная угловая ско-
рость; s -скольжение ротора относительно поля прямой последо-
вательности.
На роторных участках схем замещения ставят соответственно
$ или 2—s.
На рис. 3.8 обозначено: 7?в.с и Хвс — активное и индуктивное со-
противления статорной обмотки В R'B.V и Х'вр— активное и индук-
тивное сопротивления ротора, приведенные к числу фаз статора и
числу витков обмотки В (методика приведения изложена в [4]);
Rb.m и ХВм — активное и индуктивное сопротивления обмотки В, со-
ответствующие магнитному потоку взаимоиндукции статора и ро-
тора, ZB1 и ZB2 — полные сопротивления схем замещения для пря-
мой и обратной последовательностей.
Значения этих сопротивлений определяют расчетным или экспе-
риментальным путем.
Если в цепь обмотки возбуждения двигателя включают последо-
вательно фазосдвигающий элемент, то его сопротивление Zj, долж-
но быть введено в статорный участок схемы замещения обмотки В,
т. е. последовательно с ZEC. При этом методика расчета токов и
вращающего момента не изменяется, однако расчетные уравнения
несколько усложняются.
Напряжение U\ на зажимах обмотки возбуждения и напряжение
на зажимах обмотки управления Uy'=k-IpUi уравновешиваются
падениями напряжения от токов обеих последовательностей на
сопротивлениях соответствующих схем замещения, т. е.
(^в1 Хф) - 7112 (Zn2 4- хф),
(7y=7ji zB1-|-7y2ZB2.
Решаем систему (3.4) с учетом (3.1) и получаем выражения
симметричных составляющих токов обмоток фаз:
60
(3 4)
UiZg + jU'ytZrt+Zb)
£*г2 (ZBi 4- ^ф) 4“ ZB\ (ZB2 4"^ф)
</12в1-;^(£в14-2ф)
Z (£Bi 4*_2ф) 4" Z i (ZB2 4 ^ф)
Симметричные составляющие тока ротора определяем по
мам замещения рис. 3 8-
в.р2---1 в2
В.р! 1 н1
(3.5)
схе-
(3.6)
Как известно, электромагнитный вращающий момент Л1 сим-
метричного многофазного асинхронного двигателя при питании сим-
метричной системой напряжений определяют по формуле
Л4=	,	(3 7)
<01S
где тс — число фаз статора; /р'— ток ротора, приведенный к числу
фаз и числу витков в обмотке статора; Rp'— активное сопротивле
ние ротора, приведенное к числу фаз и числу витков в обмотке ста-
тора.
Формулу (3.7) можно использовать и для определения враща-
ющих моментов прямой и обратной последовательностей исполни-
тельного асинхронного микродвигателя, так как вращающиеся маг-
нитные поля прямой и обратной последовательностей образованы
симметричными системами токов.
Тогда в соответствии со схемами замещения (см. рис. 3.8) и вы-
ражениями (3 6) запишем уравнения для моментов прямой и обрат-
ной последовательностей:
м. -	_ 2«р1)?/?'.р			2	(3 81
				»	
	eqs	(1)1$	2-в.м 4- ZB pj		
М,—	2(/в'.р2)2<р	_ 2/B2/?;.p	?в.м	2	
	(2 — S)	“1 (2— s)	?B.M 4-ZB>p2		
равен разности моментов
Результирующий вращающий момент
прямой и обратной последовательностей:
0)15
9/2 п*	7	2
'с/в2г'в.р	_R,M
M2-s)
(3.9)
61
Вращающий момент, развиваемый двигателем при круговом по-
ле, т. о. при /В2=0 и /в1 = /в, с учетом (3.5)
но
Пусковой момент при круговом поле Л1ПО определяется по (3 10)
при s= 1.
Анализ выражения (3.9) позволяет сделать следующие выводы:
1)	при пульсирующем поле статора (Ли —^нг) и скольжении
s=| уменьшаемое и вычитаемое в правой части уравнения (3.9)
равны, т. е. в этих условиях пусковой момент равен пулю;
2)	при пульсирующем ноле статора и s=H= 1 уменьшаемое и вычи-
таемое в правой части уравнения (3.9) не равны («=^2 s, Zr.i=/=Zn2',
Z'bVi=£Z'u.1)2) и двигатель развивает момент прямого или обратного
направления;
3)	по мерс изменения ноля статора от пульсирующею до кру-
гового происходит уменьшение М2 при одновременном увеличении
ЛЛ и соответственно рост результирующего вращающего момен-
та М.
§ 3.2. СПОСОБЫ УПРАВЛЕНИЯ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫМИ
АСИНХРОННЫМИ МИКРОДВИГАТЕЛЯМИ
Способы регулирования угловой скорости ротора исполнитель-
ного асинхронного микродвигателя, или способы управления, вы-
текают из теории о форме вращающегося магнитного поля (см.
§ 3.1). Изменяя напряжение управления 1/у и углы р и у раздель-
но или одновременно, воздействуют на форму магнитного поля ста-
тора и тем самым на угловую скорость ротора.
Амплитудное управление (рис. 3.9). Обмотку возбуж-
дения В подключают к сети переменного тока с номинальным на-
пряжением Сь На обмотку управления У подают сигнал — напря-
жение управления Су, сдвинутое по фазе относительно напряжения
возбуждения Ci на угол 90°. Управление угловой скоростью рото-
ра осуществляют изменением амплитуды напряжения управления
при неизменной его фазе.
При равенстве приведенных напряжений управления и возбуж-
дения (Uy'=U}) эффективный коэффициент сигнала
ае-=Лп.а=1,	(3.11)
а поле статора в двигателе круговое (a=Uy/Ui — коэффициент
сигнала при амплитудном управлении)
С изменением напряжения управления эффективный коэффици-
ент сигнала становится отличным от единицы, а поле — эллиптиче-
ским. При ае=0 т. е. снятом сигнале управления, поле статора
становится пульсирующим.	4
Фазовое управление (рис. 3.10). Обмотку возбуждения
В подключают к сети переменного тока с номинальным напряже-
62
Рис, 3.11	Рис. 3 12
63
нием Ct. На обм тку управления У подают номинальное напряже-
ние, переменное по фазе относительно напряжения возбуждения.
Номинальным называют такое напряжение управления, которое
соответствует равенству Uy'=Ui. Управление угловой скоростью
ротора осуществляют изменением фазы напряжения управления
(угла р). За коэффициент сигнала принимают sin р. При sin 0=1
вращающееся магнитное поле статора круговое; при l>sinp>0 —
эллиптическое, при sin р—0 — пульсирующее.
Пространственное управление (рис. 3.11). Обмотку
возбуждения В подключают к сети переменного тока с номиналь-
ным напряжением Ct. На обмотку управления У подают номиналь-
ное напряжение, сдвинутое по фазе относительно напряжения
возбуждения на 90е. Управление угловой скоростью ротора произво-
дят изменением пространственного угла у сдвига обмоток возбуж-
дения В и управления У [30]. За коэффициент сигнала принимают
silly. При siny=l вращающееся магнитное поле статора круговое;
при 1 >sin у>0 — эллиптическое, при siny=0—пульсирующее.
Ампл итудно-фазовое управление с конденса-
тором в цепи возбуждения (конденсаторное) (рис. 3.12,
а) Обмотку управления У подключают к сети переменного тока че-
рез регулятор напряжения; напряжение управления Су совпадает
по фазе с напряжением сети Ci. Сдвиг фаз тока, а следовательно,
и напряжения на обмотке возбуждения по отношению к обмотке
управления осуществляется конденсатором, который включают по-
следовательно с обмоткой возбуждения. Управление двигателем
происходит за счет изменения амплитуды напряжения управления.
Несмотря на то что фаза напряжения управления не изменяется
(совпадает с фазой напряжения сети), при изменении напряжения
управления наблюдается одновременное изменение как значения,
так и фазы напряжения возбуждения Си. Такое же явление проис-
ходит и при изменении угловой скорости ротора за счет изменения
момента нагрузки при неизменном напряжении управления. Это
объясняется тем, что напряжение возбуждения Ск равно геометри-
ческой разности напряжений в сети Ct и па конденсаторе Сс
(рис. 3.12, б):
U^U.-Uc.	(3.12)
Напряжение па конденсаторе Сс при изменении напряжения
управления или угловой скорости ротора меняется вследствие из-
менения тока в цепи возбуждения, который является функцией
скольжения и коэффициента сигнала [см. значения симметричных
составляющих /в в (3.5)]:
Uc=-jlnXc.	(3.13)
Следовательно, меняется по амплитуде и фазе напряжение на
обмотке возбуждения Св-
Поскольку круговое поле существует в двигателе только при
соблюдении условия Св=]С'у, при заданном значении емкости кон-
денсатора в цепи возбуждения круговое поле возможно только при
-64

с
строго определенных коэффициенте сигнала сю=£/уо/^1 и значении
скольжения s.
В случае создания кругового поля при пуске двигателя (s=l)
коэффициент сигнала а0 и емкостное сопротивление конденсатора
Хсо определяют по формулам, получаемым при анализе симметрич-
ных составляющих токов [24]:
ао=^в.„/(Лтр(3 14)
<315)
где Лв.п, Rb.ii — индуктивное и активное сопротивления схемы заме-
щения фазы В (см. рис. 3.8) при пуске (s=l).
При иных напряжениях управления и режимах работы поле дви-
гателя уже не будет круговым. Пуск двигателя в условиях кругово-
го поля обеспечивает заданный пусковой момент при минимальной
потребляемой мощности.
Увеличение в определенных пределах емкости С по отношению
к Со позволяет увеличивать пусковой момент. Максимальное зна-
чение пускового момента достигается при Хс—Хс* в условиях эл-
липтического поля и возросшей потребляемой мощности, что не-
обходимо учитывать при анализе теплового режима двигателя.
Емкостное сопротивление Хсм при ct=cto и s=l определяют по
формуле
4=1	<3.16>
Сравнивая выражение для Хс, и Хсм, нетрудно заметить, что
К’си-СХсо, т. е. СМ>СО. Максимальный пусковой момент больше
пускового момента при круговом поле в п раз;
«=0,5(1
где а,о=ао^тР — эффективный коэффициент сигнала при круговом
поле.
В соответствии с изложенным различают два основных вида
пуска асинхронных микродвигателей: при круговом поле и при мак-
симальном пусковом моменте.
При заданном пусковом моменте Л1п=Л1по использование при
пуске емкости См позволяет уменьшить сигнал управления в п раз.
Общая потребляемая мощность возрастает при этом в (n4 + 1)/(2л2)
раз [15, 24].
Рассмотренные способы управления обеспечивают весьма широ-
кий диапазон регулирования угловой скорости ротора, определяе-
мый отношением минимальной и максимальной угловых скоростей.
У исполнительных микродвигателей с полым немагнитным ротором
он достигает 1/1001/200.
Механические и регулировочные характеристики исполнитель-
ных асинхронных микродвигателей в относительных единицах
(w2d=<o2/a»i = 1 s; Мд=М/Мт) соответственно представлены на
3—1023	65
Рис. 3.14
0J. 0,6 0,6 0,8 l'o tug
п . Д. . 1_____________1____1_____
08 £?« О, Б 0,8 t.O to/
ар=1,0
«9
0,8 0,0 0,6 0,8 l'o Ь>?
Рис. 3 15
рис. 3.13 и 3.14 для наиболее распространенных в схемах автомати-
ки амплитудного (а), фазового (б) и амплитудно-фазового (в) спо-
собов управления.
Анализ механических характеристик по уравнению момента
(3.9) показывает, что при всех способах управления характеристи-
ки нелинейны и их жесткость уменьшается с уменьшением сигнала
управления. Нелинейность механической характеристики, т е. от-
клонение ее от линейной, определяется как отношение наибольшей
по абсолютному значению разности между действительным враща-
66
ющим моментом и значением момента, рассчитанным по уравнению
прямой линии, проходящей через точки холостого хода и пускового
момента, к значению пускового момента, т. е. &Мдтях/Мпй (рис. 3.13,
а). Улучшению линейности механических характеристик способст-
вуют увеличение активного сопротивления ротора и в меньшей сте-
пени уменьшение индуктивного сопротивления рассеяния обмоток
статора и ротора. Однако, как известно, увеличение активного со-
противления ротора ухудшает энергети-
ческие показатели двигателя. Поэтому у
исполнительных асинхронных микродви-
гателей, работающих в системах автома-
тики, допускается нелинейность порядка
10%. На рис. 3.15, а—в показаны зависи-
мости коэффициента внутреннего демпфи-
рования от угловой скорости и коэффи-
циента сигнала при различных способах
управления.
Как видно из рис. 3.13 и 3.15, наибо-
лее линейными являются характеристики
при фазовом управлении, причем жест-
кость характеристик практически не ме-
няется при изменении коэффициента сиг-
нала. Наименее линейны механические
характеристики при амплитудно-фазовом
управлении. При всех способах управле-
ния механические характеристики обеспе-
чивают устойчивость работы во всем диа-
пазоне двигательного режима и с умень-
шением коэффициента сигнала смещают-
Рис. 3.16
ся в сторону меньших моментов и угловых скоростей. Вращающий
момент и механическая мощность, развиваемые двигателем, полу-
чаются наибольшими при амплнтудно фазовом управлении. Это
объясняется тем, что при увеличении угловой скорости ротора кон-
денсаторного микродвигателя несколько увеличиваются напряже-
ние, магнитный поток обмотки возбуждения и соответственно вра-
щающий момент двигателя по сравнению с моментом при ампли-
тудном и фазовом управлениях. Недостатком амплитудно-фазового
управления является некоторое снижение устойчивости в области
малых угловых скоростей
Анализ регулировочных характеристик (см. рис. 3.14) и зависи-
мостей коэффициента передачи от коэффициента сигнала (рис. 3.16)
показывает, что при всех способах управления они нелинейны. Не-
линейность, т. е. отклонение действительной регулировочной харак-
теристики от линейной, наибольшая в режиме холостого хода и за-
висит в основном от тех же параметров двигателя, что и нелиней-
ность механических характеристик. Ближе всех к линейным харак-
теристики микродвигателя с фазовым управлением, затем следуют
характеристики микродвигателей с амплитудным и амплитудно-фа-
зовым управлениями (рис. 3.16). При амплнтудно фазовом управ-
3*
67
лении (конденсаторном) нелинейность можно изменять в определен-
ном диапазоне путем выбора соответствующей емкости конденсатора,
т. е. воздействуя па эллиптичность магнитного поля Линей-
ность регулировочных характеристик улучшается при усилении эл-
липтичности поля. Поэтому наибольшую линейность и крутизну ха-
рактеристики имеют в начальной части. Для обеспечения линейно-
сти регулирования двигатель должен работать при малых сигналах
и относительных угловых скоростях. Уменьшение относитель-
ных угловых скоростей наиболее эффективно достигается повыше-
нием рабочей частоты напряжения питания двигателя, так как при
этом пропорционально повышается синхронная угловая скорость.
Количественно нелинейность регулировочной характеристики
Дсодв определяется как отношение наибольшей по абсолютному зна-
чению разности между угловой скоростью, рассчитанной по уравне-
нию прямой линии, аппроксимирующей действительную регулиро-
вочную характеристику в номинальном диапазоне напря/кений
управления, и действительной угловой скоростью к наибольшему
значению угловой скорости в номинальном диапазоне напряжения
управления Пример определения нелинейности при холостом ходе
показан на рис. 3.14, а, где Дсодв—Дю^тахМАо. При нелинейности
механических характеристик меньше 10% нелинейность регулиро-
вочной характеристики холостого хода не превышает 20% в диапа-
зоне изменения коэффициента сигнала 0—0,7.
Пусковой момент при всех способах управления прямо пропор-
ционален сигналу управ тения и в относительных единицах равен
эффективному коэффициенту сигнала.
А^ощностью возбуждения является мощность, потребляемая
цепью обмотки возбуждения микродвигателя:
Рк = их1„ cos<?B,	(3.17)
где фв — угол сдвига между напряжением сети и током в обмотке
возбуждения
Мощность управления — это мощность, потребляемая обмоткой
управления микродвигателя:
Ру = Uу /у cos ?у,	(3.18)
где фу — угол сдвига между напряжением и током в обмотке управ-
ления.
Анализ выражения (3.18) показывает, что при амплитудном
управлении мощность управления исполнительных асинхронных
микродвигателей примерно такая же, как и при амптитудно фазо-
вом, и так же сильно зависит от коэффициента сигнала. При фа-
зовом управлении эта мощность с уменьшением коэффициента сиг-
нала практически не меняется (рис. 3.17). В этом отношении амп-
литудный и амплитудно-фазовый способы Управления имеют суще-
ственное преимущество перед фазовым.
Коэффициент полезного действия исполнительных асинхронных
микродвигателей несколько ниже, чем у одинаковых по мощности
асинхронных микродвигателей общего применения, из за повышен-
68
ного активного сопротивления ротора, причем наиболее высокий
к. п.д. имеют двигатели с амплитудным управлением, затем следу-
ют двигатели с амплитудно фазовым управлением (конденсатор-
ные) Самый низкий к.п.д. у двигателей с фазовым управлением
(за счет большой мощности управления). Более высокий коэффи-
циент мощности имеют микродвигатели с амплитудно-фазовым
управлением благодаря наличию конденсатора в цепи возбуждения
(cos<f = 0,8-?-0,95).
Рис. 3.18
Среди схем питания исполнительных асинхронных микродвига-
телей наибольшей простотой отличается схема конденсаторного
микродвигателя, так как она не имеет сложных устройств для
сдвига фаз между напряжениями управления и возбуждения.
Таким образом, амплитудно-фазовый способ управления с кон-
денсатором в цепи возбуждения двигателя имеет ряд преимуществ,
поэтому его широко применяют в схемах автоматики и вычисли-
тельных устройствах. Однако в каждом конкретном случае выбор
способа управления должен определяться условиями работы систе-
мы, звеном которой является двигатель, и требованиями, предъяв-
ляемыми к этому звену.
У исполнительных асинхронных микродвигателей, работаю-
щих в системах автоматики, важно обеспечить отсутствие самохо-
да.
Рассмотрим явление самохода асинхронного микродвигателя.
Для этого воспользуемся зависимостями M —	момента прямой
и обратной М2 последовательностей при пульсирующем поле
статора и различных значениях критического скольжения sK
(рис. 3.18).
На рис. 3.18 кривую результирующего момента М при пульсиру-
ющем поле статора получают как сумму моментов прямой и обрат-
ной последовательностей.
69
В случае, показанном на рис. 3.18, а, критическое скольжение
по отношению к полю прямой последовательности sK=0,5 и резуль-
тирующий момент в пределах двигательного режима (s=0-r-l) име-
ет одно направление с моментом прямой последовательности, а зна-
чит, и с направлением вращения ротора. Следовательно, ротор не
остановится после снятия сигнала управления, если момент сопро-
тивления Л1ст будет меньше максимального результирующего мо-
мента (момента самохода). Возникает параметрический самоход,
и двигатель работает с угловой скоростью и моментом, соответст-
в ощнми точке А характеристики М—f (s).
В случае, показанном на рис. 3.18, б, критическое скольжение
по отношению к полю прямой последовательности sK=l. Здесь
кривая результирующего момента пересекает ось скольжения толь-
ко в одной точке s—1, и в пределах двигательного режима момент
М отрицателен, т. е. является тормозящим, направленным против
вращения ротора. Поэтому при снятии сигнала управления ротор
обязательно остановится. То же самое произойдет и при sh>l.
Следует отметить, что значение sK (при соблюдении условия
sh>l), при котором гарантируется отсутствие параметрического са-
мохода, зависит от схемы включения обмотки управления. Напри-
мер, при снятии сигнала управления размыканием пени обхотки
управления требуемое критическое скольжение больше, чем при
снятии сигнала без размыкания [15, 24].
У асинхронных микродвигателей возможен также технологиче-
ский самоход, который вызывается образованием короткозамкну-
тых витков в магнитопроводе и обмотке. При этом двигатель начи-
нает работать как двигатель с экранированными полюсами (он рас-
смотрен в § 3.5).
Реверсирование исполнительных асинхронных микродвигателей
производят изменением фазы напряжения управления па 180° (на-
пример, путем переключения концов обмотки У). При этом маг-
нитное поле статора начинает вращаться в противоположную сто-
рону и изменяется направление вращения ротора.
§3.3 ДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫХ
АСИНХРОННЫХ МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ
При анализе динамики исполнительных асинхронных микродви-
гателей следует иметь в виду, что время электромагнитных переход-
ных процессов значительно меньше времени электромеханических
переходных процессов и практически в большинстве случаев им
можно пренебречь	*
Точные аналитические выражения для переходной характери-
стики и передаточной функции исполнительного асинхронного мик-
родвигателя получаются весьма громоздкими ввиду нелинейности
механических и регулировочных характеристик. При расчетах обыч-
но применяют линеаризацию (полную или на отрезке) этих харак-
теристик. На линейном участке механической характеристики ди-
намические свойства исполнительного асинхронного микродвигате-
70
ля описываются уравнениями, аналогичными уравнениям (2.27),
(2.33), (2.36) (2.38) и (2.39) для исполнительного микродвигателя
постоянного тока. Это значит, что исполнительный асинхронный
двигатель является апериодическим звеном первого порядка, если
выходной величиной служит угловая скорость ротора, и инерцион-
ным интегрирующим звеном, если выходной величиной служит угол
поворота ротора.
Характеристикой быстродействия исполнительных асинхронных
микродвигателей служит электромеханическая постоянная времени
Тм (см. § 2.4). При линеаризованной механической характеристике
в соответствии с (2.34)
(3.19)
iVi
112
ИЛИ
Т„—J/kA,	(3.20)
где / — момент инерции ротора, Н-м-с2 (или кг-м2); юОа и
МПа — угловая скорость холостого хода ротора и пусковой момент
при заданном сигнале а; /гл— коэффициент внутреннего демпфиро-
вания.
Значение тм в йене шитсльных асинхронных микродвигателях
в общем случае зависит от коэффициента сигнала. При амплитуд-
ном и амплитудно-фазовом (конденсаторном) способах управле-
ния с уменьшением сигнала снижается жесткость механических ха-
рактеристик, т. е. возрастает отношение Сто/^и и уменьшается
коэффициент внутреннего демпфирования /гл (см. рис. 3.15). Следо-
вательно, возрастает тм. В первом приближении в случае этих спо-
собов управления для определения тм (при 0<ас^1) можно вос-
пользоваться формулой [5]
При фазовом управлении жесткость механических характерис-
тик практически не зависит от сигнала и тм можно определить по
формуле
(3.22)
Электромеханическая постоянная времени тм реальных микро-
двигателей может быть несколько меньше, чем рассчитанная по
(3.21) и (3.22). Это объясняется нелинейностью механической ха
рактеристики, в результате чего значение вращающего момента при
одинаковой угловой скорости больше, чем при линейной характе-
ристике.
К основным мерам по уменьшению тм и увеличению быстродей-
ствия исполнительных асинхронных микродвигателей относят:
1) снижение момента инерции ротора (например, применение поло-
71
г© немагнитного ротора); 2) увеличение пускового момента за счет
совершенствования конструкции, уменьшения воздушного зазора
(например, применение «сквозной» конструкции двигателей).
Сравнение по быстродействию исполнительных асинхронных
микродвигателей с полым немагнитным ротором и с ротором типа
«беличья клетка» наиболее целесообразно проводить при одинако-
вых мощности на валу, уровне суммарных потерь на единицу по-
верхности корпуса, характеризующем нагрев двигателя, нелиней-
ности характеристик и частоте напряжения питания [15, 24].
Как следует из (3.19), соотношение тм рассматриваемых микро-
двигателей при одинаковой угловой скорости прямо пропорциональ-
но отношению моментов инерции ротора и обратно пропорциональ-
но отношению пусковых моментов.
Момент инерции полого немагнитного ротора значительно мень-
ше, чем ротора типа «беличья клетка» того же диаметра и длины.
Однако у роторов типа «беличья клетка» допустимое но меха-
нической прочности отношение длины к диаметру больше, чем у
тонкостенных полых немагнитных роторов, консольно закрепленных
на валу. Значит, при неизменной поверхности, необходимой для
проведения основного магнитного потока, диаметр ротора типа «бе-
личья клетка» и его момент инерции могут быть уменьшены за
счет увеличения длины.
Пусковой момент при отсутствии насыщения магнитопровода и
прочих равных условиях может быть получен большим у микро-
двигателей с ротором типа «беличья клетка» за счет меньшего воз-
душного зазора (см. § 3.1).
Указанные факторы определяют сравнительные параметры быст-
родействия исполнительных асинхронных микродвигателей. В диа-
пазоне мощностей от долей ватт до 5—10 Вт при относительно не-
больших габаритных размерах и массе ротора у двигателей сквоз-
ной конструкции с ротором типа «беличья клетка» можно получить
меньшую постоянную времени тм, чем при полом немагнитном ро-
торе. Среди двигателей большей мощности преимущество по быст-
72
родействию в основном имеют двигатели с полым немагнитным ро-
тором. При частоте 400 Гц и круговом магнитном поле в указанном
диапазоне мощности у микродвигателей с полым немагнитным ро-
тором тм составляет 15—90 мс, а с ротором типа «беличья клет-
ка» — 10—70 мс.
На рис. 3.19 приведены показатели быстродействия некоторых
серийных исполнительных микродвигателей (условные обозначения
те же, что па рис. 3.5).
§34 СОВМЕЩЕННЫЕ АСИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ-УСИЛИТЕЛИ
В системах регулирования угловой скорости электрических мик-
родвигателей переменного тока весьма часто используют устройст-
Рис. 3.20
ва управления, в состав которых входят магнитные усилители. Для
улучшения показателей (массы, мощности и надежности) таких си-
стем указанные элементы и микродвигатели совмещают в одном
агрегате [17].
Асинхронный микродвигатель-усилитель конструктивно пред-
ставляет собой трех- или двухфазный асинхронный двигатель, объ-
единенный с магнитным усилителем. Исполнительные микродвига-
тели-усилители чаще всего выполняют двухфазными с ротором ти-
па «беличья клетка» или полым немагнитным. Совмещение состоит
в том, что сердечник магнитного усилителя является частью магии-
топровода двигателя.
На рис. 3.20 приведена конструктивная схема двухфазного ре-
версивного (с двумя магнитными усилителями) микродвигателя-
усилителя с ротором типа «беличья клетка». Сердечник статора f
разделен по длине на четыре пакета. Каждый из пакетов является
кольцевым сердечником магнитного усилителя. Рабочие обмотки
усилителя 2 наматывают на каждый пакет, а обмотки смещения в
73
управления 3 охватывают по два пакета Обмотка статора двигате-
ля 4 — распределенная, двухфазная. Ее укладывают в пазы после
намотки через эти же пазы обмоток магнитного усилителя. Конст-
рукция ротора 5 обычна для асинхронной машины.
Обмотки магнитного усилителя расположены и соединены так,
чго создаваемый поток Фм замыкается по сердечнику статора, не
проникая через воздушный зазор в ротор (рис. 3.21). В сердечнике
статора происходит наложение магнитного потока двигателя Фд на
поток усилителя.
Если сердечник статора не насыщен, то распределение потока
двигателя в обе стороны относительно оси АА равномерное; раз-
магничивающее действие потока усилителя в одной половине сер-
дечника равно намагничивающему действию в другой половине и
магнитные системы двигателя и усилителя можно считать незави-
симыми. Это свидетельствует о том, что двигатель-усилитель имеет
практически такие же характеристики, как и соответствующий
двигатель с внешним магнитным усилителем.
Некоторое искажение характеристик наступает в случае насы-
щения сердечника статора. При этом намагничивающее и размаг-
ничивающее действие потока Фм на поток Фд становится неэквива-
лентным и появляется индуктивная связь обмоток двигателя и уси-
лителя
Управление угловой скоростью ротора микродвигателя-усилите-
ля соответствует амплитудному и амплитудно-фазовому способам
управления исполнительными асинхронными микродвигателями
(см. § 3.2).
На рис. 3.22 представлена реверсивная амплнтудно фазовая
схема управления микродвигателем-усилителем. При отсутствии
сигнала на обмотках управления усилителей Уч ток в обмотке уп-
равления двигателя Уд практически равен нулю и ротор неподви-
жен.
Увеличение тока в обмотке управления первого усилителя МУ\
приводит к уменьшению индуктивности и индуктивного сопротив-
74
ления рабочих обмоток усилителя Рм, включенных последователь-
но с обмоткой управления двигателя Ул. Возрастает амплитуда
напряжения и тока в обмотке Уд, меняется эллиптичность поля
статора, увеличивается угловая скорость ротора.
При поступлении управляющего сигнала на обмотку управле-
ния второго усилителя МУ2 ток по обмотке управления двигателя
проходит в противоположном направлении и осуществляется ре-
версирование двигателя.
Механические характеристики микродвигателя-усилителя при
различных значениях тока в обмотке управления /ум усилителя не-
сколько отличаются от характеристик, не учитывающих влияния
сопротивления источника сигнала, представленных на рис. 3.13.
При уменьшении тока управления усилителя весьма существенно
уменьшается критическое скольжение двигателя (растет Ю2кР) и у
механической характеристики может появиться участок неустой-
чивой работы. Объясняется это в основном тем, что в схеме управ-
ления с магнитным усилителем индуктивное сопротивление рабо-
чей обмотки магнитного усилителя Ху оказывается включенным
последовательно с индуктивным сопротивлением Хг статора дви-
гателя. Тогда критическое скольжение двигателя определяется со-
отношением [14]
,	(3.23)
A”У + Хс а + А’р
где а=1+Хс/Хм; /?р' и X ' — приведенные активное и индуктивное
сопротивления ротора; Хм— сопротивление взаимоиндукции.
Как отмечалось, при уменьшении тока управления усилителя
/>м значение Ху возрастает и, следовательно, снижается критиче-
ское скольжение sK.
Совмещенная конструкция асинхронных микродвигателей-уси-
лителей сложнее обычных двигателей, технологически более тру-
доемка. Однако благодаря небольшим габаритным размерам, мас-
се и большей надежности применение такой конструкции оправда-
но при создании двигателей специального назначения. Масса асин-
хронных микродвигателей-усилителей может быть примерно в 1,5
раза меньше массы соответствующего привода из отдельных уси-
лителя и двигателя и примерно в 2 раза меньше .массы привода
постоянного тока [17].
§ 3.5. ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ ОДНОФАЗНЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Для маломощных нерегулируемых электроприводов в качестве
вспомогательных используют микродвигатели с расщепленными
экранированными полюсами и асинхронные микродвигатели с пус-
ковыми элементами, работающие от однофазной сети переменного
тока и называемые поэтому однофазными
75
Микродвигатели с расщепленными экранированными полюсами.
Наиболее простыми однофазными двигателями переменного тока
являются микродвигатели с расщепленными экранированными по-
люсами (рис. 3.23, а) в асинхронном и синхронном исполнении.
Статор 1 такого двигателя явнополюсный и состоит из двух паке-
тов электротехнической стали. На статоре имеется однофазная об-
мотка возбуждения 2. На каждом из полюсов 3 находится про-
дольный паз, в котором размещается одна из сторон короткозамк-
нутых витков 4, охватывающих и экранирующих часть (от */s ДО
’/г полюсной дуги) полюса. В расточке полюсов помещается ротор
।
Рис 3.23
5 двигателя Конструкция ротора зависит от типа микродвигателя.
В двигателях асинхронного исполнения ротор типа «беличья клет-
ка», полый немагнитный или ферромагнитный. При синхронном
варианте ротор может быть с постоянным магнитным (активный),
из магнитотвердого материала (гистерезисный) или с перемен-
ным вдоль окружности магнитным сопротивлением (реактивный).
При подаче однофазного переменного напряжения на зажимы
обмотки возбуждения в магнитопроводе статора создается пульси-
рующий магнитный поток Ф Проходя по полюсам статора, этот
поток расщепляется продольным пазом на два потока Ф' и Ф",
сдвинутых в пространстве на угол у Поток Ф', замыкаясь по экра-
нированной части полюсов, наводит в короткозамкнутых витках
трансформаторную э. д. с По виткам проходит ток отстающий от
э. д. с вследствие индуктивного характера сопротивления витков.
Под действием м д. с. витков создается поток Фк, замыкающийся
по экранированной части полюсов. В сумме с потоком Ф' он обра-
зует результирующий магнитный поток Фэ экранированной части
полюсов, сдвинутый во времени относительно потока неэкраниро-
ванной части полюсов Ф
Ф,=Ф' + ФК.	(3.24)
76
Векторная диаграмма микродвигателя изображена на рис
3.23, б.
Магнитные потоки Ф" и Фэ, сдвинутые относительно друг друга
в пространстве и во времени создают результирующее вращаю-
щееся магнитное поле Так как углы сдвига магнитных потоков ф"
и Фэ во времени и пространстве обычно меньше 90°, а значения по-
токов не равны, магнитное поле будет не круговым, а эллиптиче-
ским. Вращающееся магнитное поле взаимодействует с ротором
двигателя и создает вращающий момент, природа которого зави-
сит от типа ротора.
Существенным преимуществом однофазных микродвигателей с
расщепленными полюсами кроме простоты конструкции и неболь-
шой стоимости является их надежная работа при частых пусках и
остановах под напряжением. Эго объясняется гем, что основными
потерями в двигателе являются электрические потери в коротко-
замкнутых витках. Следовательно, полные потери в двигателе
практически не меняются от режима холостого хода до короткого
замыкания (остановки ротора при напряжении на зажимах обмот-
ки возбуждения) и не происходит недопустимого перегрева обмот-
ки возбуждения
Один из основных недостатков описываемых микродвигателей
состоит в том, что вследствие существенной эллиптичности магнит-
ного поля они развивают незначительный пусковой момент. Пояс-
ним это на примере асинхронного микродвигателя. В двигателе
имеет место самый общий случай несимметрии магнитных потоков
Фэ и Ф", образующих вращающееся поле (см § 3.1, 3 2):
ае — Фэ/Ф" <Z 1; sinp<l; smy<l.	(3.25)
Пусковой момент в относительных единицах у асинхронных
микродвигателей равен эффективному коэффициенту сигнала. Ес-
ли принять за единицу пусковой момент Л1п0) развиваемый круго-
вым полем с амплитудой Ф", то пусковой момент реального дви-
гателя с экранированными полюсами
Ма=МиОае sin р sin у.	(3.26)
С учетом неравенств (3.25) получаем, что Л4п<§;Л4по. В экрани-
рованных микродвигателях асинхронного типа пусковой момент
составляет обычно 20—60% от номинального.
Аналогично можно показать, что вследствие такой эллиптично-
сти магнитного поля двигатели развивают небольшую механиче-
скую мощность при относительно высоком уровне потерь, к. п. д. у
двигателей различной мощности ие превышает 0,1—0,4. Коэффи-
циент мощности двигателей cos <р -0,4-г0,6.
Некоторого улучшения энергетических и пусковых характери-
стик можно достигнуть, выполняя двигатель с неравномерным
воздушным зазором или с магнитными шунтами [11]. Примером
может служить микродвигатель с составным статором, изображен-
ный на рис. 3 24. Статор состоит из цилиндра 1 и крестовины 2.
77
Крестовина образует полюсы двигателя и магнитные шунты МШ
между ними. Магнитные шунты имеют малое сечение, и основная
часть потока полюсов проходит через зазор в ротор При такой
конструкции магнитопровода ослабляется эллиптичность вращаю-
щегося поля, закон распределения индукции в зазоре приближа-
ется к синусоидальному, уменьшаются потери и паразитные момен-
ты от высших гармоник ноля.
Рис. 3 24
Рис. 3.25
Такие микродвигатели относятся к нереверсивным. Однофазный
микродвигатель с расщепленными экранированными полюсами,
позволяющий осуществлять реверсирование, отличается от микро-
двигателя, представленного на рис. 3.24, только тем, что коротко-
замкнутые витки заменены катушками с выведенными концами.
Четыре катушки расположены на обеих частях полюсов, охваты-
вая каждую половину полюса. Замыкая то одну, то другую пару
катушек, можно экранировать то одну, то другую часть полюсов,
изменяя таким образом направление вращения магнитного поля и
ротора на противоположное.
Теоретически однофазный микродвигатель с расщепленными
экранированными полюсами можно рассматривать как двухфазный
двигатель, у которого угол сдвига между обмотками фаз нс равен
90° и зажимы одной из обмоток замкнуты накоротко [4].
Асинхронные микродвигатели с пусковыми элементами. Одно-
фазные асинхронные микродвигатели выполняют по классической
конструктивной схеме асинхронной машины с короткозамкнутым
ротором типа «беличья клетка» (см., например, рис. 3.2). На ста-
торе двигателя расположены две однофазные обмотки: главная и
вспомогательная, сдвинутые в пространстве в большинстве случа-
ев на электрический угол 90°. Обмотка ротора обладает малым ак-
тивным сопротивлением, что обеспечивает критическое скольже-
ние Su'd и тем самым хорошие показатели в номинальном ре-
жиме.
78
Существует много конструктивных типов и электрических схем
включения однофазных асинхронных микродвигателей, которые
можно подразделить на две основные группы: 1) с вращающимся
.магнитным полем статора в рабочем режиме; 2) с пульсирующим
магнитным полем статора в рабочем режиме. Первую группу со-
ставляют микродвигатели (рис. 3.25, а) с постоянно включенным
конденсатором в цепь вспомогательной обмотки (конденсаторные).
У них главная Г и вспомогательная В обмотки занимают одинако-
вое число пазов статора. Принцип действия и основные уравнения
такого микродвигателя ничем не отличаются от принципа дейст-
вия и соответствующих уравнений исполнительных асинхронных
микродвигателей при амплитудно-фазовом управлении с конден-
сатором в цепи возбуждения (см. § 3.1, 3.2).
В схеме двигателя часто используют два конденсатора: рабо-
чий Ср и пусковой Сп. Емкость рабочего конденсатора выбирают
так, чтобы обеспечить круговое вращающееся поле и тем самым
меньшее поминальное скольжение и высокие энергетические пока-
зателя в номинальном режиме.
Для конденсаторного микродвигателя справедливы выражения
симметричных составляющих токов (3.5). Анализируя эти выраже-
ния, можно получить параметры фазосдвигающих элементов, обес-
печивающих круговое поле при определенном скольжении s:
(3.27)
7?0=Хв/йтр —/?,„	(3.28)
где Лв и /?в — индуктивное и активное сопротивления обмотки В
при скольжении s и круговом поле (см. рис. 3.82, а); /етр=
= ^•'в.эф/^'г.эф — коэффициент трансформации обмоток статора;
«2’эф — эффективное число витков обмотки.
Добавочное сопротивление Ro включают только при /гтр<Лв//?в.
Подставляя в (3.27) и (3.28) значения Х„ и /?в, соответствую-
щие номинальному скольжению slloM, можно получить емкость ра-
бочего конденсатора Ср и сопротивление /?р. Механическая харак-
теристика двигателя с рабочей емкостью изображена на рис.
3.25, б (кривая /).
При подстановке в (3.27) значений Хв и RB, соответствующих
скольжению s=l (Авп и /?вп), можно определить суммарную ем-
кость Со—Ср4-Сп, которая обеспечивает при пуске форму магнит-
ного поля, наиболее близкую к круговому. Емкость конден-
сатора См, обеспечивающую получение максимального пускового
момента Ми, определяют по (3.16).
Кратность пускового момента
(3.29)
при включении емкости Сп может быть повышена с Лм.п<1 до
£м.п= 1,5н-2. С пусковой емкостью двигатель разгоняется до сколь-
жения хпер (кривая 2 на рис. 3.25, б). После этого емкость отклю-
79
чается и двигатель начинает работать с характеристикой, пред-
ставленной кривой 1
Недостатком двигателя с пусковой емкостью являются большие
габаритные размеры конденсатора Сп, так как обычно СиЗ>Ср.
В двигателях второй группы (рис. 3.26, а), как отмечалось, в
Рис. 3.26
щего поля на круговые поля прямой и
рабочем режиме магнит-
ное поле статора — пуль-
сирующее. Оно создается
главной обмоткой статора,
занимающей около 2/3 па-
зов статора,остальные па-
зы занимает вспомога-
тельная обмотка. При
рассмотрении принципа
работы таких двигателей
воспользуемся методом
разложения пульсирую-
обратной последовательно-
сти (см. § 3.1). На рис. 3.26, б приведены графики моментов пря-
мой Alt и обратной Мг последовательностей, а также результирую-
щего момента Л1рез, равного сумме моментов и .W2. Следова-
тельно, при моменте сопротивления Л4<т<Л1Резтах возможна
устойчивая работа двигателя при пульсирующем поле статора. Как
отмечалось (см § 3.1), резуль-
тирующее поле двигателя при
«=й= 1 не пульсирующее, а вра-
щающееся вследствие влияния
э. д. с. вращения, наведенной
в роторе.
Однако пусковой момент
двигателя в этих условиях
(s=l) равен нулю. Для обес-
печения пускового момента
Л4п>0 в двигателе на период
пуска создается вращающееся
поле. При этом в схеме пуска
используется вспомогательная
обмотка статора, подключае-
Рис 3.27
мая к сети па период пуска через фазосдвигающий элемент ФСЗ
(рис. 3 27, а). В качестве ФСЭ теоретически можно использовать
сопротивление любого вида: активное, емкостное или индуктивное.
Практически применение получили только первые два. На рис.
3.27, б представлена векторная диаграмма напряжений и токов
при использовании в качестве ФСЭ активного сопротивления R.
Поскольку характер сопротивления обмоток активно-индуктивный,
сдвиг по фазе между токами главной и вспомогательной обмоток
Р=Фг—(рв<90° и получить круговое поле в двигателе невозможно.
В результате кратность пускового момента Лмп не превышает
1—1,5.
80
У некоторых однофазных микродвигателей с таким способом
пуска внешнее добавочное сопротивление А? в цепи вспомогатель-
ной обмотки не устанавливается. Поскольку обмотка В работает
кратковременно, се наматывают из провода меньшего сечения, чем
обмотку Г, и активное сопротивление RB обмотки увеличивается.
Кроме того, часть вспомогательной обмотки наматывают бифиляр-
но, чго снижает ее индуктивное сопротивление Хв. Таким образом,
получаем XBIRB<XrjRT, <рв<<рг и 0=/=О.
Рис 3.28
Круговое поле при пуске может быть получено только при ис-
пользовании конденсатора в качестве фазосдвигающего элемента
ФСЭ. Векторная диаграмма напряжений и токов для этого случая
представлена на рис. 3.27, в. Сдвиг по фазе между токами об-
моток 0=<рв-1-срг и при определенной емкости может быть равен
90° При такой схеме пуска можно добиться кратности пускового
момента Амп=1,5-г-2 Недостатком способа являются большие га-
бариты пускового конденсатора.
Механическая характеристика однофазного микродвигателя,
соответствующая пусковому (кривая Л1<:>сэ ) режиму, и переход на
основную характеристику (кривая Л4ре3) показаны на рис. 3.26, б.
Значения токов и моментов в обоих режимах могут быть опре-
делены по формулам (3.2) —(3.9).
Выпускают асинхронные микродвигатели с трехфазной обмот-
кой статора, которые могут работать как от трехфазной, так и от
однофазной сети переменного тока При этом трехфазный асин-
хронный двигатель, включенный в однофазную сеть, является
частным случаем рассмотреных однофазных микродвигателей.
Возможно использование таких двигателей как с вращающимся,
так и с пульсирующим полем статора в рабочем режиме. На рис.
3.28 изображено несколько основных схем включения трехфазных
асинхронных микродвигателей в однофазную сеть с емкостью С в
качестве пускового фазосдвигающего элемента.
Выбор емкости пускового конденсатора производят по форму-
лам, аналогичным (3.16) и (3.27), но с учетом размера зоны ок-
ружности статора, занимаемой вспомогательной обмоткой [4].
81
§ 3.6. ПРИМЕНЕНИЕ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫХ АСИНХРОННЫХ
МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ
Исполнительные асинхронные микродвигатели широко приме-
няют в системах автоматического управления технологическими
установками, в приборных следящих системах мощностью в доли
и единицы вагт, в устройствах измерения и контроля, в качестве
управляющих и преобразующих (интегрирующих и дифференциру-
ющих) элементов.
В промышленности широко применяется электроискровой спо-
соб обработки материа-
лов. Качество обработки
существенно зависит от
стабильности зазора меж-
ду этектродом-инстру-
ментом и обрабатываемой
деталью. На рис. 3.29 по-
казана схема электроме-
ханической следящей си-
стемы, предназначенной
для автоматического под-
держания заданного меж-
дуэлектродпого расстоя-
ния (искрового промежут-
ка) в станке модели 4531
для электроэрозпонной обработки материалов. Импульсы тока для
обработки создаются генератором импульсов ГИ Регулятором ис-
крового промежутка в рабочей головке Г между обрабатываемой
деталью ОД и электродом-инструментом ЭИ является исполнитель-
ный асинхронный микродвигатель ИД типа АДП 262 или АДП-362,
включенный но схеме амплитудно-фазового управления с конденса
тором в цепи возбуждения. Ротор двигателя через редуктор Ред
механически связан с электродом-инструментом и перемещает его
относительно обрабатываемой детали. В качестве параметра, харак-
теризующего ширину зазора между ЭИ и ОД, обычно используется
падение напряжения или ток между ЭИ и ОД. Электрический сиг-
нал, пропорциональный ширине зазора, формируется в блоке, кото-
рый условно может быть назван датчиком ширины зазора ДШЗ.
Этот сигнал подается на блок сравнения БС и сравнивается с напря-
жением Ua, характеризующим требуемую ширину зазора. Сигнал
рассогласования Up подается на вход блока управ тения БУ двига-
телем, полярность сигнала определяется знаком отклонения шири-
ны зазора. Выходной сигнал переменного тока с БУ подается на
обмотку управления ИД, и ротор двигателя начинает вращаться.
Фаза сигна та определяет направление вращения ротора и "оответ-
ствснно направление перемещения ЭИ относительно ОД
В радиоэлектронной промышленности широко применяется упа-
ковка дискретных элементов и интегральных схем ИС на несущей
82
ленте. На рис. 3.30 показана схема привода подачи ИС, упакован-
ных на несущей ленте, к координатному столу КС автомата типа!
ОЗУН 7100Г для приваривания выводов кристалла ИС к корпусу.
На приемном валу устройства подачи устанавливается катушка
с перфорированной упаковочной лентой УЛ-, на ленте находятся
корпусы с кристаллами ИС. Перемещение УЛ осуществляется зуб-
чатым барабаном ЗБ, который приводится во вращение исполни-
тельным двигателем ИД\. Этот же двигатель через кинематический
механизм приводит в дей-
ствие толкатель Т, служа-
щий для отделения ИС от
лепты и перегрузки ее на
координатный стол Осво-
божденный от ИС участок
ленты наматывается на
катушку /С2, приводимую
во вращение исполнитель-
ным двигателем ИД2.
В качестве исполни-
тельных двигателей в схе-
ме используются двухфаз-
ные асинхронные мик-	Рис. 3 30
родвигатели РД-09 со
встроенными редукторами; ИД\ имеет частоту вращения выходного
вала 76 об/мин, ИД2— 15 5 об/мин Двигатели включаются в одно-
фазную сеть переменного тока по конденсаторной схеме с помощью
бесконтактных реле БР\ и БР2 (амплитудно-фазовая схема управ-
ления) .
В схеме реализован стартстопный режим работы двигателей по
командам микро-ЭВМ, управляющей работой всего автомата. По
окончании сварки предыдущей ИС микро ЭВМ подает сигналы на
БР\ и БР2 и включаются двигатели ИДХ и ИД2. Двигатель ИД\
через барабан ЗБ перемещает ленту на один упаковочный шаг и с
помощью толкателя перегружает ИС с лепты на координатный
стол. Двигатель ИД2 наматывает на катушку К2 освобождающую
ся ленгу. После этого БРХ и БР2 отключают двигатели. Аналогич-
ная схема обеспечивает прием сваренной ИС с координатного сто-
ла и упаковку ее на несущей ленте.
Автоматизация контроля электрических параметров радиопри-
емников при крупносерийном производстве требует применения ав-
томатических манипуляторов для управления органами проверя-
емого радиоприемника. В автоматизированной системе контроля
«ВЭФ-Пара.метр», разработанной для испытания радиоприемников
«Спидола», манипулятор осуществляет переключение диапазонов
и настройку частоты. Каждая из ручек радиоприемника (барабан-
ного переключателя диапазонов и настройки частоты) поворачи
вается с помощью исполнительных асинхронных микродвигателей
РД-09, включенных по конденсаторной схеме, по командам управ-
ляющей микро-ЭВМ
83
На рис. 3.31 показана структурная схема части манипулятора,
выполняющей переключение диапазонов. Конструктивно в мани-
пуляторе могут быть выделены три блока: блок механики БММ,
силовой блок СБМ и блок управления БУМ. В блок механики вхо-
дят исполнительный микродвигатель ИД типа РД-09 с редуктором
Реи, фотодатчик, состоящий из диска с отверстиями Д, лампочки
подсвета Л и фотодиода ФД, и захват ручки радиоприемника ЗР.
В силовой блок входят трансформатор питания и тиристорные
ключи управления. Блок управления согласует силовые элемен-
ты привода с микро-ЭВМ.
Рис. 3.31
Манипулятор работает следующим образом. При поступлении
радиоприемника на пост автоматизированного контроля ЭВМ вы-
дает команду и захват ЗР соединяет механически ручку с валом
двигателя. Одновременно включается двигатель ИД, его ротор на-
чинает вращаться и через редуктор поворачивать ручку переключа-
теля. Вместе с ручкой вращается и диск фотодатчика Д, насажен-
ный на вал. Фотодатчик обеспечивает в системе обратную связь по
положению. Импульсы ФД поступают на БУМ, суммируются и
сравниваются с кодом, заданным ЭВМ. При совпадении угла по-
ворота ручки с заданным исполнительный двигатель отключается.
Аналогично вращает манипулятор и ручку настройки частоты.
ГЛАВА 4
СИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
§ 4.1 СИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ НЕПРЕРЫВНОГО
ВРАЩЕНИЯ
Синхронные микродвигатели, выполненные по типу классиче-
ской синхронной машины с электромагнитным возбуждением и
пусковой обмоткой типа «беличья клетка», имеют наиболее опти-
мальные* рабочие и пусковые характеристики. Однако такие мик-
84
родвигатели практически не применяют в автоматических устрой-
ствах и приборах малой мощности, где энергетические характери-
стики не являются решающими. Основные причины этого заклю-
чаются в следующем:
1)	для работы микродвигателя необходимы два источника пи-
тания: переменного и постоянного тока;
2)	скользящий контакт кольца — щетки снижает надежность
микродвигателя и усложняет его конструкцию;
3)	требуется специальная пусковая схема, отключающая на пе-
риод разгона обмотку рото-
ра от источника постоянно-
го тока и подключающая ее
к внешнему сопротивлению.
В схемах автоматики,
приборах и бытовых устрой-
ствах малой мощности наи-
большее распространение по-
лучили бесконтактные син-
хронные микродвигатели, у
которых отсутствуют пере-
численные недостатки. В за-
висимости от конструкции
ротора, устройство и матери-
ал которого в значительной мерс определяют природу возникнове-
ния электромагнитного момента и рабочие свойства, эти микродви-
гатели подразделяют на три типа: с постоянными магнитами (ак-
тивного типа); реактивные; гистерезисные.
Статор этих микродвигателей нс отличается от статора обыч-
ных синхронных ц асинхронных машин; его выполняют наборным
из листовой электротехнической стали. В пазах статора распола-
гают трехфазиую или двухфазную распределенную обмотку, соз-
дающую вращающееся магнитное поле. На рис. 4.1 показаны схе-
мы в,к. точения трсхфазпого с постоянными магнитами (а) и одно-
фазного гистерезисного (б) микродвигателей.
Общим свойством рассматриваемых в настоящем параграфе
микродвигателей является равенство в синхронном режиме угло-
вых скоростей ротора и первой гармоники магнитного поля ста-
тора.
Микродвш атели с постоянными магнитами (активного типа).
В синхронных микродвигателях с постоянными магнитами наибо-
лее распространенными являются роторы с радиальным (рис.
4.2, а) и аксиальным (рис 4.2, б) расположением постоянных маг-
нитов и короткозамкнутой обмотки.
Ротор состоит из двух основных частей:
а)	постоянных магнитов 1 создающих магнитный поток воз-
буждения ротора и обеспечивающих возникновение электромагнит-
ного момента в синхронном режиме;
85
б)	короткозамкнутой обмотки типа «беличья клетка» 3, уло-
женной в сердечник 2 из электротехнической стали и обеспечива-
щей возникновение электромагнитного момента в процессе асин-
хронного пуска.
Электромагнитный момент создается в результате взаимодейст-
вия вращающегося поля статора с полем возбуждения ротора, ко-
торые вращаются с одинаковой угловой скоростью, равной угловой
скорости ротора.

Рис 4 2
Электромагнитный момент синхронного микродвигателя в син-
хронном режиме в случае симметричной магнитной цепи и при не-
значительном активном сопротивлении обмотки статора определя-
ется уравнением, известным из общей теории синхронных машин
активного типа (14]:
С=——'	Sin 0ц,	(4.1)
“1
где ni\ — число фаз статора; Ux—фазное напряжение на зажи-
мах обмотки статора; Ео — э. д. с., наводимая магнитным потоком
ротора в обмотке фазы статора; <в1 = 2л/1/р — синхронная угловая
скорость (/1 —частота напряжения питания; р —число пар полю-
сов машины); Хс — синхронное индуктивное сопротивление обмот-
ки стптора; — сдвиг по фазе (во времени) между векторами
Угол 0„ численно равен электрическому пространственному уг
лу между результирующим вектором напряжения статора и попе-
речной осью q ротора. Результирующий вектор напряжения стало
ра представляет собой пространственный вектор, проекциями кото-
рого на оси обмоток фаз статора являются мгновенные значения
соответствующих фазных напряжений. Если принять, что активное
сопротивление обмотки статора /?i = 0, то 0и равен углу между
осью полюсов ротора и результирующим магнитным потоком ма-
шины.
86
Угол 0„ в синхронном режиме зависит от момента сопротивле-
ния на валу двигателя. Угловая характеристика, соответствующая
уравнению (4.1), изображена на рис. 4.3 (сплошная линия).
В реальных синхронных микродвигателях с постоянными маг-
ии гамм магнитная система несимметрична: индуктивные сопротив
лсния обмотки статора по продольной Ха и поперечной Х(/ осям
машины не равны. Это наглядно выражено у микродвигателей ра-
диальной конструкции (см. рис. 4.2, а), в которых магнитное со
противление ротора по продольной оси d больше, чем по попереч-
ной г/. вследствие малой маг-
нитной проницаемости материа-
ла постоянных магнитов 1 по
сравнению с электротехниче-
ской сталью 2.
Активное сопротивление об-
мотки статора Ri синхронных
микродвигателей в отличие от
синхронных двигателей боль-
шой мощности соизмеримо с
индуктивными сопротивления-
ми Ха и X,,. Поэтому существен-
ная часть потребляемой мощно-
сти теряется на сопротивле-
нии
Оба указанных фактора влияют на значение электромагнитного
момента Л1( и характер его зависимости от угла 0и [38]. В син-
хронном микродвигателе активного типа основной является со-
ставляющая момента, соответствующая взаимодействию полей ста-
тора и ротора,
Ш] £/] £0 Г Xq(2RtXa—7?iA94-A9Aj)	.
/Иос„=--------	—---------Д’-----Sin 6u +
[ (X4Xa+Riy
R^ZXl-XgXq + R*)
(XqXa+Rty
cos eu
(4.2)
при = 0 выражение для момента А1ОСЦ обращается в (4.1). По-
является постоянная составляющая момента
Af ||Ос г /?,—
“1 (X„Xd+Riy'
(4.3)
пропорциональная потерям мощности в обмотке статора от токов,
наведенных в ней потоком ротора.
Неравенство индуктивных сопротивлений по продольной и по-
леречной осям вызывает появление постоянной

•^р.пост —
Ъ (A^-Xg)3
Xd + R\y
(4 4)

87
и переменной
mif/? (Xd — Л„)
27-777—sln2B-+
1	лЛ т
-}-/?! (Хв + *,) cos 26J	(4.5)
составляющих момента, получивших название реактивных. При
Xq=Ad обе составляющие равны нулю.
Постоянные составляющие момента Л4110СТЙ1 и Л1р.пост имеют
знак минус, т. е. являются тормозными.
Результирующий электромагнитный момент синхронного мик-
родвигателя с постоянными магнитами в общем случае пред-
ставляет собой сумму всех этих составляющих:
-'^С — ^оси + ^пост /?, +^р.11ост4_-'^р.пер-
(4.6)
На рис. 4 3 изображена
Рис. 4 4
угловая характеристика синхронного
микродвигателя радиальной конструк-
ции (пунктирная линия), соответст-
вующая уравнению (4.6).
Как видно из (4.2) и (4.3), увели-
чение магнитного потока ротора, а со-
ответственно Ео, приводит к росту как
основной, так и тормозной составляю-
щих момента. Это необходимо учиты-
вать при выборе оптимальной степени
возбуждения машины EJU^.
В случае работы микродвигателей
в системах синхронной связи часто
требуется знать зависимость момента
Л4С от угла у между осью м. д. с. ста-
тора и продольной осью ротора. Пересчет угловой характеристики
применительно к новым осям можно производить по методике, из-
ложенной в [38]. Следует отметить, что угловая характеристика
Л1с=/(уэ) также является несинусоидальной, но при углах уэ=0 и
уэ=180° момент Л1с=0 (электрический угол уэ=ру)
У синхронных микродвигателей с постоянными магнитами при-
меняют асинхронный метод пуска, т. е. в процессе разгона ротора
до угловой скорости, близкой к синхронной, двигатель работает
как асинхронный. Вращающееся магнитное поле статора во взаи-
модействии с токами, наведенными этим полем в короткозамкну-
той обмотке ротора, создает асинхронный момент Л4а, зависимость
которого от скольжения s приведена на рис. 4 4. Особенность пус-
ка таких микродвигателей по сравнению с двигателями с электро-
магнитным возбуждением заключается в гом, что он происходит
при наличии потока возбуждения ротора. Этот поток при вращении
ротора наводит в обмотках статора э. д. с., частота которой не
равна частоте напряжения питания. Под действием э. д с. в цепи
обмоток статора проходят токи, которые во взаимодействии с вы-
88
звавшим их потоком ротора создают тормозной момент Мт, на-
правленный встречно к асинхронному вращающему моменту Л1а.
На результирующей характеристике Mpe3=f(s) появляются про-
валы, которые ухудшают условия пуска. Например, при моменте
сопротивления на валу Л4СТ а (рис. 4.4) ротор будет вращаться с
угловой скоростью, соответствующей скольжению $Л. Эта угловая
скорость далека от синхронной, и синхронизация ротора с полем
статора не наступит.
Следует отметить, что в синхронном режиме (s = 0) момент Л'1Т
является рассмотренной составляющей электромагнитного момен-
та Л1пост т?1 • Для уменьшения тормозного момента Л4Т необходимо
снижать поток постоянных магнитов ротора, т. е. уменьшать отно-
шение Е01И\.
Оптимальной явчяется такая степень возбуждения двигателя,
которая обеспечивает наилучшие характеристики в синхронном ре-
жиме при заданных пусковых характеристиках.
Реактивные микродвигатели. Синхронными реактивными назы-
вают микродвигатели с переменным вдоль окружности воздушного
зазора магнитным сопротивлением и нсвозбужденным ротором.
Вращающееся магнитное поле таких микродвигателей создается
только м. д. с. статора. Изменение магнитного сопротивления
вдоль окружности воздушного зазора двигателя осуществляют пу-
тем выбора соответствующей формы и материала ротора.
Роторы, схематически изображенные на рис. 4.5, а, б (здесь
1 — сердечник из электротехнической стали; 2 — стержни коротко-
замкнутой обмотки), отличаются от обычного короткозамкнутого
ротора типа «беличья клетка» асинхронного микродвигателя толь-
ко наличием внешних открытых (явнополюсная конструкция,
рис. 4.5, а) ити внутренних (неявнополюсная конструкция, рис.
4.5, б) пазов, которые обеспечивают изменение магнитного сопро-
тивления вдоль окружности. У ротора, показанного на рис. 4.5, в,
такой же эффект получают за счет выполнения его из двух разно-
родных по магнитным свойствам материалов.
На рис. 4.6 представлен синхронный реактивный микродвига-
тель типа СД с ротором, показанным на рис. 4 5, а. На рис. 4.6
обозначено: 1 — статор с двухфазной обмоткой; 2— ротор; 3 —
подшипниковый щит.
Принцип действия реактивного микродвигателя рассмотрим на
статической модели, представленной на рис. 4.7. Вращающееся
магнитное поле статора Ф[ заменим постоянным магнитом, магнит-
ная ось которого совпадает с направленном м. д. с. статора. Угол
между осью м. д .с. статора и продольной осью d ротора обозна-
чим у.
На рис. 4.7, а показано положение ротора в случае, когда угол
между осями ротора и потока статора у = 0 Магнитные силовые ли-
нии проходят по пути наименьшего сопротивления и не деформи-
руются. Реактивный вращающий момент Afp=O. Ротор занимает
положение устойчивого равновесия. Если принудительно повернуть
89
1
1
Алюминии,
о
о
о
г °
о
(о
2
о
о
О
о;
о
о
Xэ Ч'о'ч.**
/ ° ° \
го t- —) с>
ООО
к о t---5 0 у
\О	© /
\р о о/
2)
Сталь
В)
Рис. 4.5
Рис. 4.6
Рис. 4 7
Х=30°
90
ротор на угол у по часовой стрелке (рис 4.7, б), то магнитные си-
ловые линии изогнутся. Деформация магнитного поля вследствие
упругих свойств силовых линии вызовет реактивный вращающий
момент, стремящийся повернуть ротор против часовой стрелки.
Очевидно, ротор установится под таким углом к оси потока стато-
ра, при котором внешний момент уравновесится реактивным мо-
ментом двигателя. При устранении внешнего момента ротор снова
вернется в положение устойчивого равновесия, при котором у = 0.
При повороте ротора на 90° (рис. 4.7, в) силовые линии поля бу-
дут вновь проходить прямолинейно, не изгибаясь, но магнитное
Рис. 4 8
Рис 4 9
сопротивление в этом случае будет больше, чем при у = 0. Реактив-
ный момент Л4р = 0, т. е. ротор находится в равновесии. Однако
между положениями равновесия при у = 0 и у=90° имеется сущест-
венное различие. В первом случае равновесие устойчиво, так как
при всяком отклонении от него ротор стремится вернуться в пер-
воначальное положение. Во втором случае равновесие неустойчиво
и достаточно малейшего возмущения, чтобы ротор вернулся в ус-
тойчивое положение максимальной магнитной проводимости, пока-
занное па рис 4.7, а или оттичающееся от него па 180°.
Таким образом, реактивный момент всегда стремится устано-
вить ротор в положение минимальною магнитною сопротивления
на пути потока двигателя. Положение устойчивого равновесия ро-
тора будет при уэ=0 или 180° и неустойчивого — при уэ=90 или
270°.
Нами быт рассмотрен физический процесс создания реактивно-
го вращающего момента в статическом режиме при смещении оси
ротора относительно оси полюсов постоянного магнита. В реаль-
ных синхронных реактивных микродвигателях обмотки статора /
создают вращающееся магнитное поле, а ротор 2 увлекается реак-
тивным моментом вслед за полем и вращается с угловой скоро-
стью поля (рис. 4.8).
Аналитические выражения реактивного момента через угол у
весьма громоздки. Поэтому при расчетах используют угол 6И меж-
91
ду результирующим вектором напряжения статора и поперечной
осью q ротора, значение которого гоже зависит от момента на-
грузки.
Вид угловой характеристики реактивного двигателя определя-
ется законом изменения магнитного сопротивления вдоль окруж-
ности статора. Момент, соотвего1вующий основной (второй) гар-
монике переменной составляющей магнитного сопротивления, без
учета активного сопротивления обмотки статора находят по фор-
муле, известной из общей теории явнополюсных электрических ма-
шин (14]:
М9
/ 1
2<oi \ Xq
2 sin 26u,
Xd /
(4.7)
где Xd и Xq — синхронные индуктивные сопротивления соответст-
венно по продольной и поперечной осям.
Реактивный вращающий момент Л1Р в отличие от активного из-
меняется в функции угла 0ti по закону sin 20„ (сплошная линия на
рис. 4.9). Установившийся режим в микродвигателе наступает при
определенном угле 0„, обеспечивающем равенство Л1Р=Л'1СТ, где
Л1СТ — статический момент сопротивления на валу двигателя.
У реальных синхронных микродвигателей активное сопротивле-
ние обмотки статора Ri относительно велико и соизмеримо с Xd и
Xq. Поэтому для расчета реактивного момента нужно пользоваться
уточненными формулами (4.4) и (4.5):
и, U2 Xd — Xa	„ . „
/Ир=Л)р.11оСТ+ Wp.)iep=—-	- —————- {XqXd — ^Jsm u-|-
1 1
+ Rx (Xq + Xd) cos 20u - Rx (Xd - 26.)].	(4.8)
При /?i = 0 выражение (4.8) обращается в (4.7). Из формулы
(4.8) следует, что сопротивление R\ влияет па значение момента
Л1Р. Максимум момента смещается с 45° в сторону меньших углов
0„ = ЗО-^-4О:' (пунктирная линия на рис 4.9).
Пересчет угловой характеристики А1р=/(0„) в зависимость
Л4р=/'(у) производят по формуле [19]
о	Xq sin уэ — /?! cos уэ
6U —arctg Z(/C0SVs + 7?I sinYs •
где \o=PY-
Угловые характеристики Л4р=/(у3) несинусоидальны, но при уг-
лах уэ=0, 90, 180 и 270° момент Л1р = 0.
При неравенстве угловых скоростей ротора и поля угол 0„ ста-
новится периодической функцией времени и среднее значение ре-
активного момента равно нулю. Поэтому у синхронных реактив-
ных микродвигателей применяют асинхронный метот пуска. В ка-
честве пусковой обмотки служит либо обмотка типа «беличья
клетка» (см. рис. 4.5, а, б), либо алюминиевые части ротора (см.
рис 4.5, в). В двигателях с ротором, изображенным на рис. 4 5, б.
92
сохранение полного комплекта стержней обмотки приводит к улуч-
шению пусковых свойств, в частности к повышению момента входа
в синхронизм.
У реактивных микродвигателей в процессе пуска вследствие из-
менения магнитного сопротивления появляется переменная со-
ставляющая магнитного потока, наводящая добавочную э. д. с. в
обмотке статора. У них, как и у двигателей с постоянными магни-
тами, создается тормозной момент Л4Т, наиболее сильно искажаю-
щий характеристику результирующего момента пускового режима
при угловых скоростях ротора, близких к 0,5(01. При правильном
Рис. 4 10
выборе соотношения и влияние момента Мт на пусковые
свойства реактивного микродвигателя обычно значительно слабее,
так как ротор нс возбужден. В синхронном режиме Л1Т = Л1р.Пост-
Синхронные реактивные микродвигатели имеют невысокие
энергетические показатели. Причиной низкого значения коэффици-
ента мощности cos <р является то, что магнитный поток реактивно-
го микродвигателя создается исключительно намагничивающим то-
ком статора, который имеет индуктивный характер. Увеличению
намагничивающего тока способствует повышенное сопротивление
магнитной цепи из-за наличия впадин на роторе (Rt,tq> RMli)  Соот-
ветственно низок и к. п. д. реактивных двигателей из-за значитель-
ных электрических потерь мощности в обмотке статора.
Таким образом, усиление неравенства магнитных и индуктив-
ных сопротивлений по осям d и q способствует увеличению основ-
ной составляющей момента Мр [см. формулу (4.7)], но может вы-
звать ухудшение энергетических и пусковых характеристик двига-
теля. На практике у синхронных реактивных микродвигателей от-
ношение ширины полюсной дуги ротора к полюсному делению вы-
полняют примерно равным 0,5—0,6, а максимального воздушного
зазора к минимальному— 10—12.
Гистерезисные микродвигатели Синхронным гистерезисным на-
зывают микродвигатель, вращающий момент которого возникает
за счет гистерезиса при перемагничивании ротора. На рис. 4.10 по-
казан гистерезисный микродвигатель Г 201. 1 ста гор с двухфаз-
ной обмоткой; 2- ротор; 3 — подшипниковый щит.
93
Ротор гистерезисного двигателя делают сборным (рис. 4.11):
1 — кольцо из магиитотвердого материала, 2 — немагнитная или
магнитомяткая втулка; 3 — вал. Для изготовления кольца 1 ис-
пользуют материалы типа викаллоя и альни с широкой петлей гис-
терезиса. Потери мощности па гистерезис в кольце 1 определяют,
как будет показано далее, значение гистерезисного вращающего
момента. При ограниченной мощности возбуждения оптимальное
по намагничиванию использование магнитотвердою материала
кольца и наилучшпе энерге-
тические показатели дости-
гаются при определенном
соотношении между толщи-
ной кольца и диаметра ро-
Рис. 4 12
Рис 4.11
тора [32]. Излишнее увеличение толщины кольца, сопровождаю-
щееся уменьшением индукции, приводит к уменьшению потерь
мощности на гистерезис и момента, а также перерасходу дорого-
стоящего магнитотвердого материала.
Для выяснения природы гистерезисного момента рассмотрим
физические процессы, происходящие в роторе описанной конструк-
ции при асинхронном вращении, т. е когда материал ротора не-
прерывно перемагничивается (рис. 4.12). Будем считать, что оси
м. д. с. F] и потока Ф, статора совпадают. В момент времени, ког-
да вектор вращающегося магнитного потока статора Ф1 занимает
положение А (рис 4.12, а), элементарные магнитики ротора ори-
ентируются вдоль этого потока. Силы взаимодействия элементар-
ных магнитиков, например Alj и М2, с потоком статора F3M направ-
лены вдоль этого потока и вращающего момента не создают. При
перемещении потока статора в положение Б в том же направлении
будут поворачиваться и элементарные магнитики (рис. 4.12, б).
Однако вследствие явления гистерезисного запаздывания магпити
ки Afi и М2 не повернутся на тот же угол, что и поток Фь и между
ними образуется угол гистерезисного запаздывания уг. После это-
го силы взаимодействия F3V будут иметь тангенциальные состав-
ляющие Ft, которые и создадут гистерезисный момент асинхронно-
го режима Alr.a- Возникающий гистерезисный момент пропорци-
онален модулю векторного произведения пространственных векто-
S4
ров магнитного потока ротора Фг, образованного элементарными
магнитиками, и м. д. с. статора Ft, которые вращаются с одинако-
вой угловой скоростью со сдвигом на угол уг:
Л/г.а=k Fx Ф2 sin yr,	(4.9)
где k — коэффициент, зависящий от параметров машины.
Значения м. д. с. Ft и потока <1)2 при симметричном, например
трехфазном, питании от угловой скорости ротора нс зависят. Про-
странственный угол уг, па который поток ротора отстает от потока
статора, также не зависит от угловой скорости ротора и определя-
ется той коэрцитивной силой Не, при которой начинает изменяться
направление поля элементарных магнитиков, т. е. определяется
формой петли гистерезиса материала ротора. Соответственно не
зависит от угловой скорости ротора и вращающий гистерезисный
момент Л4га.
Механическая характеристика идеального микродвигателя по-
казана на рис. 4.13, а (сплошная линия). Как видно, характерис-
тика абсолютно жесткая и синхронный гистерезисный микродвига-
тель в отличие от синхронных микродвигателей других типов име-
ет собственный гистерезисный пусковой момент, равный моменту
при синхронной угловой скорости ротора.
Значение гистерезисного момента определяют, исходя из балан-
са мощностей в роторе. Мощность потерь на гистерезис в непо-
движном роторе
^.п = А,уЛ
где рг.у удельные потери на гистерезис за один цикл перемагни-
чивания в единице объема, пропорциональные площади петли гис-
терезиса; fi — частота напряжения питания; V — объем магнито-
твердого материала ротора.
При вращении ротора со скольжением s частота перемагничи-
вания ротора fs =sfi и потерн на гистерезис в роторе Prs=sPrn.
95
t	-------------
Разница мощностей Ргп и PTS соответствует полной механиче-
ской мощности, развиваемой двигателем: Рмех~Рг.п—Ргз=
— РГ.п(1 s) •
Тогда гистерезисный вращающий момент
УИг.а = /ЭМех/и)2=/Эг.11/ш1 = Л.у /1 Vl ч1>	(4-10)
где wj и 6)1 — угловые скорости ротора и поля.
Как следует из (4.10), увеличение гистерезисного момента воз-
можно за счет выполнения ротора из материала с петлей гистере-
зиса, имеющей наибольшие значения коэр-
цитивной силы Нс и остаточной индукции Вг,
а также наиболее выпуклую форму (рис.
4.14). Идеальным был бы материал ротора
с прямоугольной петлей гистерезиса /. Ма-
териалы типа викаллоя и альни, как пока-
зывает кривая 2, весьма близки к этому
идеалу. Обычные электротехнические стали
имеют петлю гистерезиса типа петли 3 на
рис. 4.14 и не обеспечивают сколько-нибудь ‘
значительного гистерезисного момента.
Д^сханическая характеристика реальных
гистерезисных микродвигателей не абсолют-
но жесткая. Изменение гистерезисного мо-
мента в функции угловой скорости ротора
(скольжения) объясняется в основном тремя
факторами.
Во-первых, при неравенстве угловых ско-
в роторе наводятся вихревые токи, которые
ростей ротора и поля
во взаимодействии с вызвавшим их полем Ф( создают момент Л1В,
являющийся, по существу, моментом асинхронного двигателя
(пунктирная линия па рис 4 13, б).
Во вторых, при конденсаторной схеме включения двухфазного
гистерезисного двигателя (см. рис. 4.1, б) в однофазную сеть фор-
ма вращающегося магнитного поля статора, а значит, и момент
Afr.a (штрихпунктирная линия на рис. 4.13, б) зависят от угловой
скорости ротора. При изменении угловой скорости ротора меняют-
ся частота перемагничивания, потери в роторе и соответственно
ток в обмотках статора. Происходит перераспределение напряже-
нии между конденсатором и обмогкоп; при этом поле, круговое
при одном скольжении (например, при s = 0), становится эллипти-
ческим при другом (аналогично тому, как это было в асинхронных
микродвигателях, см. § 3.1).
В-третьих, влиянием моментов высших гармоник поля.
В синхронном режиме магнитное поле статора и ротор враща-
ются с одинаковой уз ловой скоростью и перемагничивания матери-
ала ротора не происходит. Магнитный поток ротора Фго<-т сохраня-
ется вследствие остаточного магнетизма и вращается вместе с ро-
тором с синхронной угловой скоростью. Поток тем больше, чем вы-
96
ше значение остаточной индукции В,. Микродвигатель работает
как обычный синхронный микродвигатель с постоянными магнита-
ми на роторе. Отличие состоит только в том, что угол отставания
оси поля ротора, принимаемой за его продольною ось, от оси поля
статора гистерезисного микродвигателя у не может превысить угла
гистерезисного запаздывания уг, так как в противном случае начи-
нается перемагничивание ротора.
Следовательно, наибольшее значение момента Л1Г.С, развивае-
мое гистерезисным двигателем в синхронном режиме, равно Л1га.
При моменте сопротивления на валу, превышающем Л1Г;1, ротор
выходит из синхронизма. У гистерезисных микродвигателей угол
уг обычно не превышает 20 25°.
Из сказанного следует, что синхронный гистерезисный микро-
двигатель развивает вращающий момент и при асинхронной, и при
синхронной угловой скорости ротора. Режим его работы зависит от
значения и характера статического момента сопротивления Л1ст
на валу ротора (см. рис. 4.13, а). Если во всем диапазоне скольже-
ний от 1 до 0 момент сопротивления (прямая 1) меньше тетере
зиспого момента, то двигатель работает в синхронном режиме. Ось
поля ротора отстает от оси поля статора на угол у, при котором
соблюдается равновесие моментов Л1ГС = Л1(Т. Если момент сопро-
тивления меняется по прямой 2, то равновесие моментов наступит
при скольжении sa, соответствующем точке а, т. е. двигатель бу-
дет работать в асинхронном режиме (Л1г.а=Л1вт). Однако исполь-
зование гистерезисных микродвигателей в асинхронном режиме не-
экономично вследствие больших потерь на перемагничивание рото-
ра, особенно при больших скольжениях.
Синхронные гистерезисные микродвигатели обладают весьма
ценными качествами. Они развивают большой пусковой момент и
способны входить в синхронизм при большом моменте инерции на-
грузки. Ротор гистерезисного двигателя входит в синхронизм плав-
но, без рывков благодаря практически постоянному значению пус-
кового гистерезисною момента на протяжении всего периода пуска
от з=1 до з — О. Потребляемый гистерезисным двигателем ток не-
значительно (на 20—30%) изменяется при изменении режима ра-
боты от короткого замыкания (пуск) до холостого хода, что
позволяет эффективно использовать гистерезисные двигатели в
повторно-кратковременном режиме. Гистерезисные микродвигате-
ли просты по конструкции и надежны в эксплуатации.
Энергетические показатели гистерезисного микродвигателя не
особенно высоки, так как поток ротора является вторичным, т. е.
наведенным рабочим потоком статора, и режим работы такого дви-
гателя соответствует режиму синхронной машины с недовозбужде-
нием. Однако у гистерезисных микродвигателей в синхронном ре-
жиме существует возможность изменения намагничивающего тока
и соответственно к. п. д. и cosep.
Это можно проследить на примере зависимости тока Ц гистере-
зисного микродвигателя в синхронном режиме от напряжения воз-
буждения L'i при снижении последнего от значения L/щ, при кото-
4-1023
97
ром происходит пуск (U-образная характеристика на рис. 4.15).
Значение возбужденной м. д. с. ротора определяется напряжением
пуска Ula, а значение результирующего потока двигателя умень-
шается пропорционально Значит, при уменьшении U\IU\U воз-
растает роль м.д.с. ротора в создании результирующего магнит-
ного поля и меняются значение и характер тока статора. Индук-
тивная намагничивающая составляющая тока статора (<р>0) по-
степенно уменьшается до нуля (<р=0) и затем появляется размаг-
ничивающая емкостная составляющая ((р<0). Эта зависимость по
физической сути аналогична U-образноп характеристике синхрон-
ного двигателя с электромагнит-
ным возбуждением [14].
В рабочем режиме гистерезис-
ного микродвигателя при синхрон
ном вращении ротора к. п. д. и
coscp можно повысить путем под-
магничивания ротора с помощью
кратковременного (на 2—3 пери-
ода) повышения значения магнит-
ного потока статора за счет увеличения подводимого к статор) на-
пряжения Подмагниченный ротор, как и ротор с постоянными маг-
нитами синхронного микродвигателя, начинает активнее участво-
вать в создании основного рабочего магнитного потока и тем са-
мым разгружать обмотку статора от реактивного намагничивающе-
го тока. Это соответствует смещению рабочей точки характеристи-
ки двигателя из точки А в точку В на рис. 4 15.
Синхронные микродвигатели выпускают для работы в системах
как с постоянной частотой напряжения питания, так и с перемен-
ной.
Первые применяются в таких приборах и установках (звукоза-
писи, телевидения и т. д.), где требуется постоянная угловая ско-
рость при изменении момента сопротивления в определенных пре-
делах. Изменение синхронной угловой скорости ротора этих двига-
телей возможно только переключением обмоток статора на другое
число пар полюсов. Следует отметить, что свойством полисинхро-
низма, т. е. способностью одного и того же двигателя работать при
различном числе полюсов обмотки статора, среди синхронных об-
ладают только гистерезисные микродвигатели. У них число полюс-
ных зон на роторе автоматически получается равным числу полю-
сов на статоре. Во всех остальных синхронных микродвигателях
число полюсов на роторе фиксируется конструктивно.
Двигатели второго типа рассчитаны на плавное или дискретное
регулирование синхронной угловой скорости ротора за счет изме-
нения частоты напряжения питания. Двигатели с плавным регули-
рованием частоты применяют в основном в системах синхронной
связи.
К синхронным микродвигателям, используемым в системах зву-
козаписи, звуковоспроизведения и т. д., предъявляются жесткие
требования по уровню создаваемых звуковых шумов. Для сравие-
98
иия различных синхронных микродвигателей по этому показателю
выделим основные причины шумов.
Шумы механического происхождения возникают в результате
вибраций за счет динамического небаланса ротора, работы под-
шипников и скользящих контактов. Шумы аэродинамического про-
исхождения появляются в результате воздушных завихрений при
вращении ротора. Шумы магнитного происхождения возникают в
результате вибраций магнитопровода под действием переменных
электромагнитных сил, обусловленных в основном изменением маг-
нитного сопротивления потоку вдоль окружности ротора.
В соответствии с изложенным наименьший уровень шумов до-
сыпается у гистерезисных микродвигателей, имеющих симметрич-
ный в механическом и магнитном отношении ротор с гладкой по-
верхностью. Наибольший уровень шумов наблюдается у реактив-
ных микродвигателей с явпоиолюспым ротором (см рис. 4.5, а).
Наиболее высокие энергетические показатели (к. и. д. г] и коэф-
фициент мощности cos <р) и наименьшую массу q на единицу номи-
нальной мощности имеют микродвигатели активного типа с посто-
янными магнитами. При частоте напряжения питания 50 Гц в диа-
пазоне мощностей 10—100 Вт 1] = 404-80% (меньшие значения от-
носятся к двигателям меньшей мощности). Затем идут гистерезис-
ные микродвигатели, режим которых, как указывалось, соответст-
вует режиму работы синхронной машины с недовозбуждением.
При тех же условиях их к. и. д. т] = 304-50 %). Наихудшие показа-
тели имеют реактивные микродвигатели, у которых поток возбуж-
дения ротора вообще отсутствует. В указанных условиях их к. п. д.
т] = 20-4-40%.
Коэффициент мощности cos <р существенно зависит от схемы
включения двигатетя трехфазной или однофазной с конденсато-
4*	99
ром. Коэффициент мощности, весьма низким из-за собственных
свойств у реактивных и гистерезисных микродвигателей (порядка
0,3—0,5 в трехфазном режиме), в конденсаторной схеме включения
выше и примерно такой же, как у микротвигателей с постоянны-
ми магнитами (порядка 0,6—0,9).
Синхронные микродвигатели, предназначенные для работы ог
сети с повышенной частотой (400 и 1000 Гн), могут иметь лучшие
показатели к. п. д. и массы, чем при частоте 50 Гц.
На рис. 4.16, а, и приведены энергетические и массовые показа-
тели некоторых серийных синхронных микродвигателей: СДПМ —
активного типа с постоянными магнитами; Г, ГТ — гистерезисные
(индекс «н» — частота 50 Гц; индекс «в» — частота 400 Гц; индекс
3 трехфазная схема включения; индекс 1—однофазная схема
включения): Р — реактивные.
Синхронные микродвигатели часто используют в техническом
оборудовании и бытовых приборах в качестве двигателей общего
применения. Из рассмотренных синхронных микродвигателей наи
более простые по конструкции и технологии изготовления и срав-
нительно дешевые в производстве реактивные микродвигатели, ко-
торые выполняют из недорогих магпигомягких материалов.
§4 2. РАВНОМЕРНОСТЬ ВРАЩЕНИЯ РОТОРОВ СИНХРОННЫХ
МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ
К синхронным микродвигателям, работающим в приборах высокой точно-
сти, часто предъявляются требования стабильности не только средней, по и мгно-
венной угловой скорости ротора.
Средняя угловая скорость роторов <о2ср синхронных микродвигателей при ла-
данной частоте напряжения питания — величина постоянная и равная (или крат-
ная) средней угловой скорости магнитного ноля ы,. При этом мгновенная угло-
вая скорость ротора <о2 может колебаться в пределах одного оборота относи-
тельно средней скорости (рис. 4.17,а).
Рис. 4.17	I
Так как ротор вращается неравномерно, то действительное угловое положе-
ние выходного копна вала а в момент времени t отличается от расчетного ар =
=и2Ср/ (рис. 4.17,6). Угловая ошибка Аа наиболее опасна в случае работы мик-
родвигателей в системах передачи ii#i преобразования утловых перемещений.
Колебания мгновенной угловой скорости иногда называют качанием ротора
100
синхронного двигателя. Для пояснения этого процесса рассмотрим работу син-
хронного микродвигателя, ротор которого вращается с постоянной средней уг-
ловой скоростью, равной угловой скорости поля (а>2ср = Ш1), при ступенчатом из-
менении момента сопротивления (рис 4.18).
У всех типов синхронных микродвигателей электромагнитный синхронизи-
рующий момент АГС, развиваемый в синхронном режиме, является функцией угла
между осью потока статора и продольной осью ротора
При моменте сопротивления па валу AlCTi продольная ось ротора смещена
относительно осп потока статора Ф[ па некоторый угол у,, при котором момент
Л1<, развиваемый двигателем, равен моменту сопротивления (Л1С — .WCti). В слу-
чае уменьшения момента сопротивления
(Л1ст2<А1ст:) момент двигателя станет
больше момента сопротивления, мгно-
венная угловая скорость ротора несколь-
ко возрастет ( + А<о2) и продольная ось
ротора приблизится к осн потока стато-
ра— угол у уменьшится. Моменту сопро
тивления Л1ст2 соответствует новое уста
новпвшсеся угловое положение ротора
у2, при котором .Ис=Л1стг Однако вслед
ствне момента инерции ротор не займет
сразу положение у2, а проскочит его н
продольная ось ротора приблизится к
оси потока статора на угол у/<у2. При
этом момент двигателя будет меньше мо
мента сопротивления (Л1С <Afстз) - Мгно
венная угловая скорость ротора начнет
несколько уменьшаться ( A<->2). а угол
у — увеличиваться вплоть до уг">Уг. Это
значит, что ротор будет некоторое вре-
мя колебаться около углового положения
у2 и его мгновенная угловая скорость
будет меняться.	Рис 4 Ig
В общем случае можно выделить три
группы причин, вызывающих неравно-
мерность вращения роторов синхронных микродвигателей.
Переменные электромагнитные силы в двигателе возникают н основном из-за
эллиптичности вращающегося магнитного поля, несинусоидального распределения
магнитной индукции вдоль окружности воздушного зазора и неравномерной маг-
нитной проводимости но различным осям реального двигателя.
Переменные механические силы в двигателе вызываются конструктивными,
технологическими и эксплуатационными факторами Так неточная ба таксировка
ротора приводит к возникновению переменных динамических сил. Неправильная
посадка подшипников на вал вызывает местные деформации н тормозные мо-
менты. Изменение температуры приводит к неравномерной деформации отдельных
частей двигателя, разбалансировке ротора и т. д.
Основными внешними факторами, влияющими па степень неравномерности
вращения роторов синхронных микродвигателей, являются колебания напряжения
питания и значения нагрузки, а также нсспнусондалыюсть напряжения питания.
Повышение равномерности вращения роторов синхронных микродвигателей
осуществляют по двум основным направлениям- совершенствование конструкции
и технологии изготовления самих двигателей, стабилизация мгновенной угловой
скорости путем применения электронных схем
Степень равномерности вращения роторов синхронных микродвигателей
весьма сильно зависит от значения удельного синхронизирующего момента, пара-
метров короткозамкнутой обмотки типа «беличья клетка» (если она имеется) и
момента инерции ротора
Удельный синхронизирующий момент шс синхронного микродвигателя — это
момент, приходящийся на один градус угла у между осями ротора и поля ста-
тора при значениях у, близких к н\-по
mL (A Vlt/AY),.O. (4.11)
101
Очевидно, чем больше при прочих равных условиях удельный момент тс, тем
меньше амплитуда колебаний углового положения ротора Ду при одинаковом
воз.мущснип по моменту ДЛ1.
Короткозамкнутая пусковая обмотка, расположенная на роторе синхронных
микродвигателей активного н реактивного типов, в синхронном режиме является
электрическим демпфером. При изменениях мгновенной угловой скорости ротора
в короткозамкнутой обмотке наводятся токи, создающие во взаимодействии с вы-
звавшим их магнитным полем демпфирующий асинхронный момент Правильный
выбор параметров короткозамкнутой обмотки может обеспечить существенное
уменьшение амплитуды колебаний угловой скорости ротора.
Момент инерции нагрузки следует выбирать так, чтобы сдвинуть собственную
частоту двигателя от частоты переменных сил, которые могут вызвать резонанс-
ные явления в двигателе.
Таблица 4.1
Тип синхронного микродвигателя	Нестабильное гь лмо-3	Амплитуда колебаний, у гл. мин
С постоянными магнитами н коротко- замкнутой обмоткой Гистерезисные Реактивные с короткозамкнутой об- моткой	0,2—0,8 1,8—6 6—12	3,5—30 6—23 8—18
Для количественной оценки равномерности вращения ротора вводится понятие
нестабильности мгновенной угловой скорости ротора, которая равна отношению
максимального перепада скорости к ее среднему значению (см. рис. 4.17, а)
N = (“211ИХ — “2mln)/w2ci>- (4- 12)
Синхронные микродвигатели активного типа с постоянными магнитами и ко-
роткозамкнутой обмоткой типа «беличья клетка» на роторе имеют наименьшую
нестабильность скорости. Объясняется это тем, что наличие собственного потока
возбуждения ротора обеспечивает высокое значение удельного синхронизирующе-
го момента, а короткозамкнутая обмотка при правильном выборе ее параметров
оказывает сильное демпфирующее действие Синхронные гистерезисные микро-
двигатели имеют большую нестабильность угловой скорости, так как у них на
роторе нет короткозамкнутой обмотки.
Нестабильность мгновенной угловой скорости роторов синхронных реактив-
ных микродвигателей также больше, чем двшателей с постоянными магнитами,
несмотря на наличие короткозамкнутой обмотки ротора. Объясняется это сильным
действием моментов высших пространственных гармоник магнитного поля п зуб-
цовых реактивных моментов вследствие особенностей конструкции ротора.
В табл 4 I приведены ориентировочные показатели нестабильности угловой
скорости ротора различных синхронных микродвигателей в диапазоне мощностей
от единиц до нескольких десятков ватт [26]
§4 3. СИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ НЕПРЕРЫВНОГО ВРАЩЕНИЯ
С ПОНИЖЕННОЙ УГЛОВОЙ СКОРОСТЬЮ РОТОРА
Существует проблема получения низких угловых скоростей ро-
тора у синхронных микродвигателей стандартной частоты без при-
менения промежуточных механических редукторов. Синхронные
микродвигатели классического типа, рассмотренные в § 4.1, при
102
стандартных частотах напряжения питания 50, 400 и 1000 Гц раз-
вивают частоту вращения ротора порядка 1000 об/мин и более.
В автоматических системах и приборах часто требуется небольшая
частота вращения (несколько единиц или десятков оборотов в ми-
нуту). Применение для снижения частоты вращения механических
редукторов со столь значительным передаточным отношением ус-
ложняет систему микропривода, снижает общую надежность, по-
вышает уровень звуковых шумов, габаритные размеры и массу.
Кроме того, при работе в ряде устройств, например в условиях
вакуума или высоких температур, надежность микродвигателей.
имеющих быстровращающиеся подшипники, резко падает.
В синхронных микродвигателях, рассматриваемых в настоящем
параграфе, угловая скорость ротора
меньше угловой скорости первой гар-
моники поля статора в определенное
число раз. При этом соотношение ско-
ростей в синхронном режиме не зави-
сит от внешних факторов (момента на-
грузки, напряжения и т. д.). Такое ре-
дуцирование скорости достигается ли-
бо за счет внутренних возможностей
синхронных машин (редукторные дви-
гатели, двигатели с катящимся рото-
ром), либо в результате выполнения
синхронного микродвигателя в виде
комбинации электрической машины и
редуктора (волновые двигатели).
Рис. 4 19
Синхронные микродвигатели с пониженной угловой скоростью
ротора но системе возбуждения бывают двух типов: индукторные
(с подмагничиванием ротора со стороны статора) и реактивные (с
невозбужденным ротором).
Редукторные микродвигатели (субсинхронные). В синхронных
редукторных микродвигателях осуществляется электромагнитное
редуцирование угловой скорости ротора по отношению к угловой
скорости первой гармоники поля статора. Это достигается путем
использования в качестве рабочих не первой, а высших, зубцовых
гармоник магнитного поля, которые усиливаются за счет опреде-
ленной конфигурации поверхностей статора и ротора. Как извест-
но, число полюсов поля высшей пространственной гармоники про-
порционально, а угловая скорость обратно пропорциональна ее по-
рядку.
Особенность конструкции и принципа действия синхронных ре-
дукторных микродвигателей удобно рассмотреть на примере ма-
шины реактивного типа (рис. 4.19). Статор и ротор набирают из
листов электротехнической стали. Статор С выполнен в виде коль-
ца и имеет зубцы и пазы на внутренней поверхности. Ротор Р вы-
полнен в виде диска и имеет зубцы и пазы на внешней поверхно-
сти. Числа зубцов статора гс и ротора гр различны, причем обычно
z₽>zc. На статоре уложена обмотка, предназначенная для пита-
103
ния or трехфазноп или однофазной сети и создающая вращающе-
еся магнитное поле Фг.
Природа возникновения вращающего момента в реактивных
двигателях известна (см. § 4.1). Если в данный момент времени
поток Фг занимает положение А, то реактивный вращающий мо-
мент заставит ротор повернуться в положение наибольшей маг-
нитной проводимости, г. е. напротив статорных зубцов 1 и 7 будут
находиться роторные зубцы Г и 5' При перемещении потока Фс в
положение Ь, т е. на угол 360°/гг, ротор под действием реактив-
ного момента повернется на такой угол, что магнитная проводи-
мость снова станет наибольшей.
Это произойдет тогда, когда напротив зубцов статора 2 и 5
встанут зубцы ротора 2' и 6', г. е. ротор повернется на угол
360°/zr—360°/?!,.
Следовательно, угловая скорость ротора тог меньше угловой
361)° г,.	г„
скорости поля ст а тора то, в •	. г--3S(P/Z, = 2>_.— раз.
Это значит, что
=	(4.13)
где
fcp=zp/(zp-zc)	(4.14)
— коэффициент редуцирования угловой скорости; wi = 2it/i/pc—
синхронная уповая скорость первой гармоники потя статора
(р,.— число нар полюсов обмотки статора, равное 1—2).
Для рассмотренного случая (рис. 4 19) /?р=4. Если 100 и
?с = 98, то /г,,=50.
13 реактивных редукторных микродвигателях соотношение чи-
сел зубцов должно отвечать условию zv—zc = 2pc, т. с. коэффици-
ент редуцирования угловой скорости /<,р=?1,/(2р(). Коэффициент
редуцирования возрастает с увеличением Однако следует иметь
в виду, что число зубцов, которое можно разместить на окружно-
сти определенного диаметра, ограничено минимальной по техноло-
гическим соображениям толщиной зубца.
Реактивные редукторные микродвигатели, являясь простыми
по конструкции, в то же время имеют недостатки, характерные для
всех синхронных реактивных микродвигателей по сравнению с ак-
тивными,— малый вращающий момент, низкие энергетические по-
казатели и большую массу. Эти параметры значительно лучше у
редукторных микродвигателей индукторного типа, которые, могут
быть с осевым или радиальным возбуждением постоянным магнит-
ным потоком, с самовозбуждением и двойного питания На рис.
4.20 показана конструкция двигателя с осевым возбуждением, у
которого статор и ротор в основном такие же, как и у реактивного
редукторного микродвигателя. Однако в торце двигателя на стато-
ре расположен кольцевой постоянный магнит с осевой намагничен-
ностью. Постоянный магнитный поток подмагничивания Фп по ро-
тору замыкается в осевом паправ тении, а в воздушном зазоре
104
между статором и ротором — в радиальном. Этот поток унипо-
лярный, т. с. имеет одно направление по всей окружности ротора,
но значение индукции Ви в различных точках зазора разное и за-
висит ог магнитного сопротивления. На рис. 4.21 показано, как
Рис 4.20
Ряс. 1.21
влияет на значение индукции зубчатость хотя бы одной из поверх-
ностен (статора или ротора). В результате появляются высшие
гармоники поля ротора, которые во взаимодействии с высшими
гармониками вращающегося поля статора Фс создают враща-
ющий момент при пониженной (относительно oij) угловой скоро-
сти ротора [26].
Синхронные редукторные двигатели с
осевым возбуждением выполняют с соот-
ношением чисел зубцов статора и ротора
zp—ze—р,- Это означает, что при таком
же числе зубцов, как у реактивных двига-
телей, п соответственно при том же диа-
метре ротора они могут обеспечить вдвое
больший коэффициент редуцирования
скорости kp—Zp/р,. К. и. д. таких микро-
двигателей ниже, чем у синхронных дви-
гателей без редуцирования скорости, что характерно при работе не
на основной, а па высших гармониках поля.
Амплитуда угловых качаний роторов редукторных микродвига-
телей несколько меньше, чем у рассмотренных ранее синхронных
микродвигателей непрерывного вращения, так как они являются
как бы мпогополюсными за счет работы на высших пространствен-
ных гармониках и у них относительно большой удельный момент.
При частоте вращения ротора 100 -200 об/мин она составляет
1—5 утл. мин. Однако сильный состав высших гармоник приводит
одновременно к тому, что раскачивание ротора происходит с вы-
сокой частотой и повышается нестабильность мгновенной угловой
скорости ротора [см. формулу (-1.12)]. У реактивных редукторных
микродвигателей нестабильность N = (40 : 80) 10-3.
Микродвигатели с катящимся ротором. В синхронных микро-
двигателях с катящимся ротором редуцирование угловой скорости
105
ротора по отношению к угловой скорости магнитного поля объяс-
няется тем, что ротор расположен эксцентрично в расточке стато-
ра и имеет возможность катиться вдоль окружности статора. Ос-
новной электромагнитный вращающий момент создается за счет
сит одностороннего магнитного притяжения ротора к статору не-
симметричным вращающимся магнитным полем.
Конструкция реальных микродвигателей с катящимся ротором
в значительной мере определяется методом получения несиммет-
ричного вращающегося поля,
устройством поверхностей об-
катывания и механизма переда-
чи несоосного вращения ротора.
На рис. 4.22 изображена
конструктивная схема микро-
двигателя с катящимся рото-
ром индукторного типа [7].
В корпусе / закреплены сер-
дечник статора 2, постоянные
магниты 4 и направляющие
статора 9. Статор пс отличает-
ся по конструкции от статора
классической асинхронной ма-
шпны, и его двухполюсные обмотки 3 предназначены для созда-
ния симметричного вращающегося потока Фе. Постоянные магни-
ты имеют радиальную намагниченность и создают униполярный по-
ток подмагничивания Ф1Т. Иногда для этой цели используют обмот-
ку с постоянным током. Направляющие статора имеют гладкую
или зубчатую поверхность.
Рогор двигателя монтируют на полой втулке 7, которая одно-
временно служит магнитонроводом для потока подмагничивания.
Основной сердечник 5 ротора собирают из листовой электротехни-
ческой стали; он ис имеет обмоток. Кольцевые сердечники 6, на-
бранные из листовой электротехнической стали, уменьшают маг-
нитнос сопротивление на пути потока подмагничивания. Катки 8
106
ротора имеют гладкую или зубчатую поверхность. Их наружный
диаметр несколько больше диаметра ротора, что предохраняет по-
верхности ротора и статора от непосредственного соприкосновения
и износа. Внутри полой втулки размещают кинематический меха-
низм передачи несоосного вращения ротора типа механизмов Се-
шерона, Альстома и Кардана.
Рис. 4.24
Когда катки опираются на направляющие, оси статора О] и ро-
тора О2 не совпадают, т. е. имеет место эксцентриситет.
В воздушном зазоре между статором и ротором происходит на-
ложение униполярного потока подмагничивания Фп с индукцией
Вю на вращающийся поток Фс, индукция которого Btc распределе-
на вдоль окружности по закону, близкому к синусоидальному (рис.
4.23). Результирующее вращающееся поле в зазоре Ф5 становится
несимметричным (кривая В6).
Электромагнитную силу притяжения, действующую на едини-
цу поверхности ротора, определяют по соотношению Максвелла
/эм=-В2/(2[л0),	(4.15)
где Вп — нормальная к поверхности ротора составляющая вектора
магнитной индукции, Тл; щ— магнитная проницаемость воздуш-
ного зазора, Гн/м.
Следовательно, результирующая сила магнитного притяжения
ротора к статору направлена вдоль максимума волны индукции Вй
(рис. 4.23), т. е. по оси результирующего вращающегося поля Фе.
Принцип действия синхронного микродвигателя с катящимся рото-
ром можно рассмотреть на модели, изображенной на рис. 4.24.
В расточке статора, имеющей диаметр Db эксцентрично располо-
жен ферромагнитный ротор с наружным диаметром D-2. Коорди-
натную ось, проходящую через центр статора Oi и точку минималь-
ного зазора, считаем продольной d, а перпендикулярную ей — по-
перечной q.
В исходном положении (рис. 4.24, а) ось потока Фа проходит
через точку А соприкосновения статора и ротора. Сила
107
притяжения ротора к статору направлена по оси d, составляющая
по оси q равна нулю, и ротор находится в положении устойчивого
равновесия.
При смещении потока Ф6 (рис. 4.24, б) относительно точки
соприкосновения А появляется составляющая силы притяжения по
оси q. Сила Fq создает момент относительно точки А, как относи-
тельно мгновенного центра вращения. Нод действием этого момен-
та ритор перекатывается по поверхности статора до тех пор, пока
точка соприкосновения ротора и статора не переместится в поло-
жение А' и центр ротора О2 не окажется па осп потока ФЛ.
Если поле совершит полный оборот «1 = 2л (рис. 4.24, в), го за
счет разности окружностей катания статора и ротора	—лП21
в исходную точку Ас на поверхности статора придет точка ротора,
смещенная по полю относительно исходной точки па значение
этой разности. Значит, ротор повернется вокруг своего центра О2
против направления вращения поля на угол
О	’	/ Л 1
а.->=2 л —!--—=а, —!.	(4.16)
£>>)	£>2
При непрерывном вращении поля с синхронной угловой скоро-
стью «I в двигателе синхронно с полем и в сторону поля враща-
ются точка соприкосновения ротора со статором и центр ротора О2
относительно цешра статора Оь Ротор, как следует из (4.16), вра-
щается вокруг своей оси О2 против направления вращения поля с
угловой скоростью
w.2==W1-D1pD2 -	(4.17)
которая является выходной скоростью двигателя. Если диаметры
статора и ротора выбраны близкими по значению, то
(£>!—О2)/Е>2<С 1 и (О2<Ссоь т. е. в двигателе осуществляется значи-
тельное редуцирование угловой скорости.
Как указывалось, в реальном двигателе происходит обкатыва-
ние не ротора но статору, а катков ротора по направляющим ста-
тора, диаметры которых соответственно DK и Dn. Поэтому выра-
жение (4.17) принимает вид
“2=10т/^р’	(4.18)
где коэффициент редуцирования
Ap=-DK/(DH-DK).	(4.19)
У современных микродвигателей коэффициент редуцирования
достигает 1500.
Электромагнитный момент, приложенный к ротору и вызываю-
щий вращение центра ротора относительно центра статора с угло-
вой скоростью (0[,
тя
(4.20)
(£»Н-Ц().
В точке соприкосновения катков и направляющих возникает си-
ла, равная по модулю Fq и противоположная ей по знаку. Следо-
вательно, полезный вращающий момент Л12, вызывающий враще-
ние ротора относительно его центра с угловой скоростью to2 и при-
ложенный к валу двигателя,
ЛГ2=_0,5ГсЯкт)п,	(4.21)
где 1]!г— к. п. д. механизма передачи движения.
Как видно из (4.20) и (4.21), полезный вращающий момент,
приложенный к валу двигателя, значительно больше момента М:
Выражение для М2 через электромагнитные парамет-
ры двигателя может быть получено путем интегрирования по
всей поверхности ротора и тем самым определения Fq. Для рас-
сматриваемой конструкции двигателя формула вращающего мо-
мента имеет вид, характерный для машин с электромагнитны»!
возбуждением:
Л*2 = 'Чпах Sifl Т>	(4.22)
где ЛТщах — максимальное значение полезного вращающего момен-
та, зависящее от значений потоков Фс и Фп и эксцентриситета; у —
угол между вектором м. д. с. обмотки статора и продольной осью
ротора d.
При отсутствии потока подмагничивания Ф„ (вращающееся по-
ле симметричное) или эксцентриситета ротора и статора момент
ЛТ2=0.
Как у всех синхронных микродвигателей, при увеличении мо-
мента нагрузки Л1нагр ротор продолжает вращаться с прежней уг-
ловой скоростью, но точка соприкосновения отстает от оси поля на
больший угол. Если момент Л4иагр превысит максимум М2, то дви-
гатель выходит из синхронизма.
Однако у микродвигателей с катящимся ротором, имеющих
гладкие катки и направляющие, возможен еще один случай выхо-
да из синхронизма. Соотношение скоростей (4.18) справедливо
при качении без проскальзывания. Если поверхности направля-
ющих и катков зубчатые, го проскальзывание невозможно. При
гладкой поверхности проскальзывание отсутствует, если
(4.23)
где FT.r — сила тренпя скольжения в точке соприкосновения (рис.
4.24, б).
Значит, если момент нагрузки ТИнагр достигает такого значения,
что для создания вращающего момента M2=7WIiarp требуется сила
Fq, большая Гтг, т. е. нарушается условие (4.23), то начинается
проскальзывание катков по направляющим и двигатель переходит
в асинхронный режим:
0)2<(й1/^р-	(4.24)
Микродвигатели с катящимся ротором имеют хорошие динами-
ческие характеристики: при частоте Л=50 Гц время пуска около
109
0,01 с, время реверса 0,015—0,025 с, так как электромеханическая
постоянная времени двигателя, пропорциональная моменту инер-
ции вращающихся частей и их угловой скорости, весьма мала.
Объясняется это тем, что ротор вращается относительно своего
центра с очень малой угловой скоростью сог- Центр ротора враща-
ется вокруг центра статора с большой угловой скоростью <оь но
при малом эксцентриситете радиус вращения и соответственно мо-
мент инерции незначительны.
Рис. 4.25
При остановке двигателя выключением переменного напряже-
ния статора происходит самоторможение ротора за счет большой
силы притяжения к статору, создаваемой полем подмагничивания
в точке соприкосновения.
Наряду с преимуществами следует отметить некоторые недос-
татки микродвигателей с катящимся ротором. Конструкция двига-
теля вообще и механизма передачи вращения в частности доволь-
но сложна, что связано со специфическим нссоосным вращением
ротора. Центробежные силы, возникающие за счет вращения цент-
ра ротора относительно центра статора, вызывают вибрации, шу-
мы и неравномерность мгновенной угловой скорости ротора.
Волновые микродвигатели. Синхронные волновые микродвига-
тели представляют собой конструктивное объединение электриче-
ской машины и волновой зубчатой передачи. Особенность конст-
рукции таких двигателей заключается в том, что они имеют гиб-
кий, деформирующийся в радиальном направлении ротор, непо-
средственно на поверхности которого крепится гибкий зубчатый
венец волновой передачи.	.
Электромашинная часть волнового двигателя создает вращаю-
щий момент и является электромагнитным генератором механиче-
ских волн деформации для волновой передачи.
Конструкцию и принцип действия синхронного волнового двига-
теля рассмотрим на примере машины реактивного типа [7].
На рис. 4.25 изображена конструктивная схема синхронного
волнового реактивного двигателя с радиально-осевым замыканием
ПО
магнитного потока. В корпусе 1 укреплены П-образные ферромаг-
нитные сердечники 2 статора. На сердечниках расположены сосре-
доточенные катушки 3, образующие двух- или трехфазную обмотку
переменного тока, предназначенную для создания в воз-
душном зазоре вращающегося магнитного поля. Жесткий зубча-
тый венец 8 волновой передачи закреплен на внутренней поверх-
ности статора. Ротор 4 представляет собой гибкий тонкостенный
Рнс. 4.26
стакан, выполненный из металла или пластмассы и укрепленный
на выходном валу 9. На внешней поверхности ротора крепится
гибкий зубчатый венец 7 волновой передачи. Внутренний магнито-
провод состоит из отдельных ферромагнитных секторов 5, которые
могут перемещаться в радиальном направлении и деформировать
ротор. К внутренней поверхности ротора они прижимаются центри-
рующими эластичными кольцами 6.
При подаче переменного напряжения па обмотки статора в воз-
душном зазоре создается вращающееся с угловой скоростью ®i =
= 2nfi/p магнитное поле Фс. Первая гармоника индукции Всс этого
поля при числе пар полюсов обмотки р=1 изображена на рис.
4.26, а. В поле па секторы внутреннего магпитопровода действуют
силы электромагнитного притяжения к статору. Эпюра сил элект-
ромагнитною притяжения /'эм, построенная с учетом (4.15), также
изображена па рис. 4.26, а. Секторы смещаются в радиальном
направлении, деформируя ротор и находящийся на нем гибкий ве-
нец волновой передачи (рис. 4 27) Зубцы гибкого венца входят в
зацепление с зубцами жесткого венца, расположенного на стато-
ре. Число волн механической деформации ротора в двигателях ре
активного типа равно числу полюсов (f=2p).
Волны механической деформации ротора вращаются синхрон-
но с по тем с угловой скоростью a>i, и гибкий венец катится по по-
верхности жесткого. В волновой передаче происходит редуцирова-
111
ние угловой скорости и гибкий венец вместе с ротором медленно
вращается относительно своей оси в сторону, противоположную
вращению поля, с постоянной угловой скоростью
(4.25>
где kp=zT/'(zni—гг)—коэффициент редуцирования, равный пере-
даточному отношению волновой передачи (z;K п гг— число зубцов
соответственно жесткого и гибкого венцов, причем <-,Е>гг). При
деформации ротора под действием сил на входе зубчатой пере-
дачи создается электромагнитный момент М.
В волновой передаче происходит редуцирование (повышение)
момента и полезный момент на валу двигателя
П2 А£/г1,т1в,	(4.26)
где 1]п — к. п. д. волновой передачи и подшипников.
Волновой микродвигатель индукторного типа можно выпо ншть
по топ же конструктивной схеме, что и реактивный (см. рис. 4.25),
разместив на сердечниках 2 дополнительные обмотки постоянного
тока, которые создают униполярный поток подмагничивания. Вол-
новые двигатели индукторного типа развивают больший, чем реак-
тивные, момент за счет взаимодействия вращающегося поля и по-
ля подмагничивания и имеют лучшие энергетические показатели.
У них в отличие от реактивных число волн деформации равно чис-
лу пар полюсов (о = р). Эю наглядно подтверждают графики ин-
дукции и сил притяжения па рис 4 26, б, в. Поэтому, чтобы сохра-
нить динамическую уравновешенность ротора, необходимо выпол-
нять волновые двигатели индукторного типа с /?^2.
На рис. 4.28 показана конструктивная схема синхронного вол-
нового реактивного микродвигателя с радиальным замыканием
магнитного потока Статор имеет классическую для машин пере-
112
менного тока конструкцию' шихтованный цилиндрический сердеч-
ник 1 с многофазной обмоткой 2, создающей вращающееся маг-
нитное ноле Ц>,.. Жесткий зубчатый венец 3 укреплен па поверхно-
сти статора. Гибкий зубчатый венец 4 находится на поверхности
гибкою деформирующегося ротора 5. Внутренний магнитопровод.
6 представляет собой упругое гибкое кольцо, навитое из ленты пер-
маллоя. Он служит для замыкания магнитного потока вдоль ок-
ружности ротора и деформации ротора под действием сил притя-
жения к статору.
Волновые двигатели имеют хорошие динамические характери-
стики. Время пуска микродвигателя с номинальной частотой /1 =
= 50 Гц достигает 3—4 мс. Ротор имеет довольно малый момент
инерции, вращается с низкой угловой скоростью, и быстродействие
двигателя зависиг в основном нс от кинетической энергии враще-
ния ротора, а от кинетической энергии перемещающихся в ради-
альном направлении масс деформирующегося рогора. Это значит,
что время пуска определяется практически временем деформации
ротора до зацепления венцов волновой передачи. При отключении
напряжения питания волна деформации исчезает так же быстро и
ротор останавливается практически без выбега. В волновых дви-
гателях при числе воли деформаций v^'2 вращающиеся массы ди
намичсски уравновешены, что обеспечивает более низкий уровень
вибрации, чем у двигателей с катящимся ротором.
Недостатком волновых микродвигателей является сложность
конструкции и технологии изготовления, связанная в основном с
требованием обеспечения необходимой эластичности рогора. Энер-
гетические показатели волновых двигателей невысоки, особенно у
двигателей реактивного типа, вследствие больших немагнитных за-
зоров на пути магнитного потока и особенностей конструкции
внешнею и внутреннего магии юпроводов.
Существенное преимущество рассмотренных в этом параграфе
микродвигателей заключается в отсутствии быстровращающпхся
частей и подшипников, что значительно повышает их надежность.
Так, гарантируемый срок службы синхронных редукторных микро-
двигателей (серия ДСР) в 3—4 раза больше, чем у синхронных
микродвигателей с механическими редукторами, обеспечивающих
одинаковую угловую скорость выходного вала (серия ДСД).
К. и. д. и масса на единицу развиваемой мощности у рассмот-
ренных микродвигателей сильно зависят от реализуемого коэффи-
циента редуцирования скорости: чем больше коэффициент редуци-
рования, тем хуже этн показатели. Например, у серии синхронных
микродвигателей с катящимся ротором при одних габаритных
размерах и частоте /1=50 Гц (частота вращения поля 3000 об/мин)
с изменением номинальной частоты вращения рогора от 2 до
200 об/мин мощность меняется примерно от 0 4 до 22 Вт, а
к. п. д. — от 0,7 до 36%. Синхронные редукторные микродвигате-
ли индукторного типа мощностью порядка 1 Вт при частоте /1 =
= 50 Гц и коэффициенте редуцирования 10—30 имеют к. и. д.
5—8 % •
Коэффициент мощности costp у индукторных микродвигате-
лей достигает 0,7—0,85 (при конденсаторной схеме включения —
до 0,95)
Низкая угловая скорость, большой вращающий момент и высо-
кие динамические показатели волновых микродвигателей и микро-
двигателей с катящимся ротором способствуют их применению для
привода различных точных механизмов (нониусы копировальных
станков, часовые устройства и т. д.), а также в электромеханиче-
ских манипуляторах систем дистанционного управления (вакуум-
ные, радиационные установки и т. п.).
§ 44 СИНХРОННЫЕ ШАГОВЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
В связи с развитием цифровой вычислительной техники разра-
батывают и совершенствуют исполнительные элементы дискрет-
ного действия, в частности специальные электрические микрома-
шины— шаговые микродвигатели [10]
Шаговыми называют синхронные микродвигатели, преобразую-
щие команду, заданную в виде импульсов, в фиксированный угол
поворота вала или фиксированное перемещение без датчиков об-
ратной связи.
В качестве шаговых используют микродвигатели, имеющие не
менее двух устойчивых угловых положений ротора в пределах
оборота.
Шаговые микродвигатели (ШД) работают в комплекте с
электронными коммутаторами. Роль коммутатора состоит в пере-
ключении обмоток управления ШД с последовательностью и ча-
стотой, соответствующими заданной команде.
В общем случае шаговый микродвигатель совместно с комму-
татором можно рассматривать как систему частотного регулиро-
вания угловой скорости синхронного двигателя, отличающуюся
дискретным питанием обмоток прямоугольными импульсами на-
пряжения и возможностью фиксации углового положения ротора.
При этом результирующий угол поворота ротора ШД строго соот-
ветствует числу переключений обмоток управления, направление
поворота — порядку переключений, а угловая скорость — частоте
переключений.
Шаговые микродвигатели в соответствии с общей классифика-
цией синхронных машин можно подразделить на три основные кон-
структивные группы с постоянными магнитами (активного типа),
реактивные и индукторные
Шаговые микродвигатели могут иметь различное число фаз, но
наибольшее распространение получили двух-, трех- и четырехфаз-
пые ШД. Обмотка фазы статора либо целиком является обмоткой
управления, либо се расщепляют па две (выводом средней точки),
магнитные оси которых сдвинуты в пространстве на 180°.
Напряжение питания обмоток управления шагового двигателя
представляет собой последовательность однополярных или разно-
полярных прямоугольных импульсов, поступающих от коммутатора.
114
Микродвигатели активного типа. Статор С шаговых микродви-
гателей (рис. 4.29) в отличие от синхронных микродвигателей не-
прерывного вращения имеет явно выраженные полюсы, на кото-
рых располагают обмотки управления. Число пар полюсов каждой
из обмоток управления р равно чис-
лу пар полюсов ротора.
Наибольшее распространение по-
лучили ШД активного типа — с ро-
тором Р в виде «звездочки» постоян-
ных магнитов литой или составной
конструкции.
Принцип действия такого ШД
рассмотрим на примере двухфазной
двухполюсной конструкции (рис.
4.30). Будем считать, что направле-
ния м. д. с. и потоков как в статоре,
так и в роторе совпадают. Каждо-
му управляющему импульсу, подан-
ному на вход коммутатора, соответ-
ствует скачкообразное изменение	Рис. 4.29
значений или полярности напряже-
ний, прикладываемых к обмоткам управления А и В. Создаваемый
обмотками управления магнитный поток Фс перемещается по-
окружности статора на фиксированный угол. Возникает синхрони
зирующий момент, стремящийся повернуть ротор в положение мак-
симального потокосцепления с возбужденными обмотками. Ротор
Рис. 4.30
делает шаг, т. е. поворачивается на фиксированный угол, равный
шагу вектора потока статора (рис. 4.30, а, б, в).
Показанная на рис. 4.30 раздельно-совместная последователь-
ность включения обмоток управления относится к несимметричной
системе коммутации, так как почетным и четным тактам соответ-
ствуют возбуждение различного числа обмоток и различные зна-
чения результирующего потока статора.
Систему коммутации называют симметричной, если на всех
тактах возбуждается одинаковое число обмоток управления (раз
115
дельно, парами, по три и т. д.). Из рис. 4.30 видно, что при сим-
метричной коммутации шаг увеличивается вдвое, а результирую-
щий поток статора на всех тактах одинаков.
В общем случае число шагов резу тьтирующего потока статора
п шагов ротора в пределах электрического угла 3(50° прямо про-
порционально числу обмоток управления ту и зависит от схемы
коммутации.
На рнс. 4.31,0, б изображены схемы обмоток управления, врс-
СилоЗое
Сигнал акпате
менная диаграмма импуль-
сов напряжения па обмотках
п простраистненн>я диаграм-
ма положении резу лидирую-
щего потока статора Фс Для
симметричной разнополяр-
ной схемы коммутации ШД
с двухфазной нерасщеплен-
ной обмоткой статора (гпу—
= 2) и симметричной одно-
полярной схемы коммутации
ШД с двухфазной расщеп-
ленной обмоткой статора
(ту=4).
Сравнение этих двух слу-
чаев показывает, что приме-
нение разнополярной комму-
тации в двигателях с нерас-
щеплениыми обмотками фаз
статора сказывается на ша-
ге равносильно расщеплению обмоток фаз, т. е. удвоению числа об-
моток управления при однополярной коммутации (табл. 4.2).
Количество состояний коммутатора, обеспечивающих новое
угловое положение результирующего магнитного потока статора в
пределах электрического угла 360°, назовем числом тактов kT схе-
мы управления. Согласно изложенному, число тактов схемы управ-
ления
kT—mv пх п2,
(4.27)
где И1 — коэффициент, равный 1 при симметричной и 2 при несим-
метричной коммутации; п2— коэффициент, равный 1 при однопо-
лярной и 2 при разнополярной коммутации.
Применение разнополярной коммутации в двигателях с рас-
щепленными обмотками фаз статора смысла не имеет.
В большинстве схем управления вектор Фс занимает все &г
возможных положений за один оборот (в электрических градусах).
При этом электрический шаг ротора ШД
«шэ=360°/Ат
(4.28)
116

Реальные шаговые микродвигатели являются многополюсными
(р>1), и механический шаг, т. е. угол поворота ротора при воз-
действии одного сигнала управления и установленной схеме ком-
мутации,
«ш=Ошэ//?=360°/(Лт/7).	(4.29)
Увеличение числа пар полюсов при неизменном диаметре ро-
тора ограничено
технологическими возможностями и увеличением
потока рассеяния между полюса-
ми, обычно р = 44-6. Увеличение
числа обмоток управления связа-
но с усложнением коммутатора,
обычно /иу=24-4. Поэтому у ак-
тивных ШД аш порядка 10 град.
Реактивные и индукторные
микродвигатели. В конструкции
реактивных и индукторных шаго-
вых микродвигателей с целью
уменьшения шага используют
принцип электромагнитного реду-
цирования скорости, изложенный
в § 4.3.
Рассмотрим особенности кон-
струкции и принцип действия
трехфазного реактивного редук-
торного ШД (рис. 4.32). Статор
и ротор набирают из листовой электротехнической стали Поверх-
ность ротора и полюсных выступов статора зубчатая. Зубцовые де-
ления ротора и статора равны Зубцы ротора соосны с зубцами од-
ной диаметрально расположенной пары полюсных выступов стато-
ра и смещены на */з зубцового деления соответственно по часовой
стрелке и против относительно зубцов двух других пар полюсных
выступов. При поочередном однополярном питании обмоток управ-
ления происходит поворот магнитного потока статора на 120е и
синхронизирующий реактивный момент поворачивает ротор на ’/з
зубцового деления в положение минимального магнитного сопро-
тивления относительно возбужденной пары полюсов. При большом
числе зубцов ротора гр его угол поворота значительно меньше угла
поворота поля статора.
В общем случае указанное смещение осей зубцов ротора и ста-
тора производится на угол 360o/(myZp). За полный цикл коммута-
ции ротор поворачивается на одно зубцовое деление 360°/zp
и шаг определяют по формуле
аш=360о/(Атгр).
(4.30)
Следует иметь в виду, что в реактивном микродвигателе изме-
нение направления поля на электрический угол 180° не влияет на
состояние ротора и при вычислении шага в выражении (4.27) для
118
ky необходимо брать «2=1 при однополярной и при разнополярной
коммутации.
В реактивном ШД полный период изменения магнитного сопро-
тивления и магнитного поля в воздушном зазоре соответствует
повороту ротора относительно статора па одно зубцовое деление.
Это значит, что зубец и паз ротора эквивалентны паре полюсов и
занимают электрический угол 360°, т. е. zp=p, и электрический
шаг можно определять по (4.28).
Сравнение выражений (4.29) и (4.30) показывает, что при оди-
наковом числе полюсных выступов на роторе шаг реактивного ШД
в два раза меньше, чем активного. Кроме того, при одинаковом
диаметре ротора в соответствии с технологическими особенностя-
ми у реактивного ШД можно выполнять значительно больше зуб-
цов, чем полюсов постоянных магнитов у ШД активного типа
Поэтому у реактивных ШД шаг достигает нескольких градусов
или долей градуса.
Индукторные ШД отличаются от рассмотренных реактивных
тем, что в них применяется подмагничивание ротора, например, уни-
полярным постоянным магнитным потоком со стороны статора, как
у синхронных редукторных микродвигателей индукторного типа
При этом несколько увеличивается синхронизирующий момент,
улучшаются энергетические и динамические характеристики.
Кроме рассмотренных основных конструкций шаговых микро-
двигателей в тех случаях, когда необходимо уменьшить шаг и
повысить динамические показатели, в качестве шаговых исполь-
зу ют синхронные волновые ШД, ШД с катящимся ротором, с дис-
ковым ротором и печатной обмоткой. Имеются линейные ШД,
преобразующие импульсную команду непосредственно в линейное
перемещение.
О д н о к о о р д и н а т н ы й линейный шаговый двига-
тель (Л ШД) представляет собой развернутый в плоскость ШД
вращательного типа. Прямое преобразование импульсной команды
в линейное перемещение в ЛШД позволяет значительно упро-
стить кинематическую схему электропривода, устранив механиче-
ские преобразователи вращательного движения в поступательное.
При построении автоматизированных прецизионных систем
перемещения с большим числом степеней свободы, например коор-
динатных столов для технологического оборудования, дальнейшее
упрощение кинематической схемы, повышение согласованности и
точности работы может быть достигнуто за счет применения
м н о г о к о о р д и н а т н ы х линейных шаговых двигате-
лей. В многокоордннатпом ЛШД осуществлено механическое
объединение электромагнитных систем, обеспечивающих переме-
щение по нескольким координатам.
В настоящее время из многокоординатных ЛШД наиболее рас-
пространен двухкоординатный (X, У) ЛШД с плоским воздушным
зазором [3G], На рис. 4.33 показана схема конструкции двухкоор-
дннатного ЛШД индукторного типа с разнесенными координатами
Статор / представляет собой плиту из магпитомягкого металла,
119
на рабочей поверхности которой в разнесенных областях выпол-
нены две системы взаимно перпендикулярных зубцов. Якорь 2 со-
держит две системы обмоток управления для перемещения по
двум координатам и две системы электромагнитов пли постоян-
ных магнитов для подмагничивания зубцов Электромагнитная зо-
на якоря 3, предназначенная для перемещения якоря но осп У, име-
ет на поверхности, обращенной к статору, зубцы вдоль осп X.
Электромагнитные зоны
4, предназначенные для перемещения
по оси X, имеют зубцы вдоль осп Y.
Принцип коммутации обмоток управ-
ления и принцип работы по каждой из
координат не отличаются от принципа
работы рассмотренного ранее ШД вра-
щательного типа.
В линейных ШД применяется маг-
нитная пли аэростатическая подвеска,
т. е. якорь подвешивается над поверх-
ностью статора с минимальным воз-
душным зазором либо за счет магнит-
ных сил, либо за счет воздушной по-
душки. При этом обеспечивается близкое к пулю сопротивление
движению якоря и высокая точность позиционирования.
У двухкоординатных ЛШД с разнесенными координатами пе-
ремещение якоря по осям X и } ограничено Однако возможно
выполнение ЛШД с пазами обеих систем, расположенными по всей
поверхности, и перемещением якоря по всей поверхности статора.
Режимы работы и характеристики шаговых микродвигателей.
Работу ШД считают устойчивой, если он работает без потерь
шага, т. е. ротор занимает устойчивое положение, соответствую-
щее положению вектора результирующей м. д. с статора, при
каждом шаге вектора м. д. с.
Режим работы ШД в значительной мерс определяется часто-
той управляющих импульсов /.
Статический режим (f=0) соответствует прохождению постоян-
ного тока но обмоткам управления, создающим неподвижное маг-
нитное поле Основной характеристикой этого режима является
зависимость статического синхронизирующего момента AI, от элек-
трического угла рассогласования у, между продольной осью ро-
тора и м. д. с. статора. Продольная ось ротора совпадает с на-
правлением потока ротора в ШД активного типа и с. направле-
нием наименьшего магнитного сопротивления в реактивных и ин-
дукторных ШД. Как известно из теории синхронных микродвига-
телей (см. § 4.1), зависимость Л1с=/'(уэ) периодическая. Основ-
ная гармоника синхронизирующего момента
Mc = 2Wcmax sin Y, = ^cmax sin <61э ~ °2э)»	(4-31>
где Мс щах — максимальный синхронизирующий момент; On, Огэ —
электрические углы поворота м. д. с. статора и оси ротора.
120

На рис. 4.34 показана зависимость (сплошная линия) момен-
та Л1<- от угла поворота ротора 02э при фиксированном положении
поля статора Ок.-О (у.э=—02:.).
Зоной статической устойчивости О, у является окрестность точки
устойчивою равновесия па углевой характеристике, из любой точ-
ки которой после снятия возмущающего воздействия ротор воз-
вращается в исходную точку устойчивого равновесия При стати-
ческом моменте сопротивления Л4,т = 0 точка устойчивого равно-
весия— 0, точки неустойчивого равновесия — А и В, т. е зона ста-
тической устойчивости АОВ
симметрична:
В случае наличия нагрузки
Л/гт=#0 зона статической устой-
чивости становится несиммет-
ричной, например	при
А1<;Т| >0
Предельный момент сопро-
тивления Л1„, при котором воз-
можен пуск ШД, т. е. отработка
шага в заданном направлении,
определяется точкой С пересечения исходной угловой характери-
стики с характеристикой, сдвинутой на шаг (пунктирная линия на
рис. 4.34):
Л/„ = Мс 1113х cos ~	> 2).
Л.г
(4.32)
Если AfeT=M<-T2>-'Wu, то ротор (точка О2) при шаге поля ста-
тора окажется вне повой зоны статической устойчивости А'^О'^В^
и пуска не произойдет. Условие отработки шага из состояния по-
коя в заданном направлении имеет вид
^2уст ®2иеуст ~ цшэ’	(4.33)
где 02уст — координата точки устойчивого равновесия (папример,
О или О| на рис 4 34); 0211(усг — координата точки неустойчивого
равновесия, предшествующей точке устойчивого равновесия в за-
данном направлении шага (например, А или Д).
Как видно из (4.32), при /гт=2 момент Л4п = 0. Следовательно,
минимально необходимое (при Л1ГТ—0) по условию пуска число
тактов коммутации kT>2, т. е. ШД активного типа, у которого
возможна разнополярная коммутация, должен иметь не менее
двух обмоток управления, а реактивные ШД — не менее трех. Это
следует из принципа действия ШД как синхронной машины, у ко-
торой при у., = 180 и 360° момент Л/с=0.
Зону динамической устойчивости определяют, исходя из раз-
мера зоны статической устойчивости с учетом сдвига угловой ха-
рактеристики па шаг. Для симметричного ШД при холостом ходе
она равна (—л ашэ) — (л + ашэ) -
121
Рис. 435
относительно положения
Статическая погрешность шагового двигателя — это отклоне-
ние установившегося действительного значения шага ШД от
идеального при подаче сигнала управления. Статическая noipem-
ность возрастает при колебаниях момента нагрузки на валу дви-
гателя, так как изменяется угол у между осью ротора и м. д. с.
статора, соответствующий равновесию моментов, Л1С=Л1ГТ (коор-
дината точки 01 на рис. 4.34). Погрешность тем меньше, чем
больше крутизна начального участ-
ка угловой характеристики, т. е.
удельный момент.
Режим отработки единичных ша-
гов соответствует частоте управля-
ющих импульсов, при которой пере-
ходный процесс, чаще всего колеба-
тельный, на каждом шаге заканчи-
вается к начал}' следующего шага,
т. с. угловая скорость ротора 02 в на-
чале каждого шага равна нулю
(рис. 4.35).
В момент времени ta ротор пере-
местился на один шаг, однако он
имеет максимальную угловую ско-
рость б2тах и кинетическую энергию
и продолжает перемещаться против
сил поля. Начинается процесс сво-
бодных колебаний (качаний) рото-
устойчивого равновесия, как у всех
синхронных микродвигателей (см. § 4.2) Колебания затухают,
когда вся кинетическая энергия израсходована на электрические,
магнитные и механические потери, вызванные этим процессом. Ам-
плитуда и время затухания колебаний тем меньше, чем больше эти
потери.
Основными показателями режима отработки единичных шагов
являются: а) перерегулирование ДОгг, т. е. максимальное отклоне-
ние от нового положения устойчивого равновесия ротора при пе-
реходном процессе; б) максимальное значение мгновенной угловой
скорости ротора ботах в процессе шага; в) время затухания сво-
бодных колебаний ротора па одном шаге /зат.
У шаговых двигателей желательно уменьшать ДОП и ^зат При
сохранении необходимой мгновенной угловой скорости ротора бг-
Среднюю угловую скорость ротора ШД определяют по фор-
муле
«2= —f аш.	(4 34)
180° 71
Установившийся режим работы шаговых двигателей соответст-
вует постоянной частоте управляющих импульсов, причем /лат
больше времени одного такта коммутации.
122
В установившемся режиме вращение ротора с некоторой сред-
ней угловой скоростью «2 сопровождается вынужденными колеба-
ниями относительно мгновенной точки устойчивого равновесия.
Амплитуда колебаний достигает наибольшего значения при часто-
те управляющих импульсов, совпадающей с резонансной — собст-
венной частотой ротора.
Если время электромагнитных переходных процессов значи-
тельно меньше, чем механических, движение ротора ненагружен-
пого ШД математически можно описать уравнением равновесия
моментов
^с=^Лин + ^деМ±^Т.	(4.35)
где Л111ПГ — динамический момент; Л1ДСМ— демпфирующий электро-
магнитный момент; Мт — момент трения.
Динамический момент определяется моментом инерции ротора
и ускорением:
(4.3*1)
dt2 р dt2
Внутреннее электромагнитное демпфирование колебаний рото-
ра обеспечивается за счет наведения э. д. с. вращения в обмотках
управления. В ШД активного типа э. д. с. вращения наводится по-
током возбуждения ротора, в индукторных и реактивных ШД
переменной составляющей потока возбуждения, возникающей в ре-
зультате изменения магнитного сопротивления при вращении ро-
тора. Э. д. с. вращения вызывает в цепи обмоток управления до-
полнительные токи, которые во взаимодействии с вызвавшим их
потоком создают демпфирующий момент, препятствующий изме-
нению угловой скорости ротора. Значение демпфирующего момен-
та пропорционально угловой скорости ротора:
Л4дем = О-^-,	(4 37)
at
где D — коэффициент демпфирования.
Коэффициент демпфирования зависит в основном от перемен-
ной составляющей потокосцепления ротора с обмоткой управле-
ния статора. При прочих равных условиях наибольший коэффи-
циент демпфирования у ШД активного типа. Если пренебречь мо-
ментом трепня Мт и рассматривать работу ШД при малых углах
рассогласования осей ротора и м. д. с. статора (siny^y), то, под-
ставив (4 31), (4.36) и (4.37) в (4.35), получим дифференциальное
Уравнение движения ротора:
^2э । Dp d । 41с max Р g _____ 4fcщах P g /и no.
dt'- J dt '	]	23 — J
В выражении (4.38) коэффициент при 0^ есть квадрат угловой
частоты собственных колебаний ротора (рад/с)
стах P/J.	(4.39)
123
Частота управляющих импульсов fo, соответствующая главно-
му резонансу, равна fo = a>o/ (2л). У реальных шаговых двигателей
ввиду нелинейности характеристик частота главного резонанса не-
сколько меньше /о Частичные резонансные явления возможны при
частотах управляющих импульсов, в целое число раз меньших /о-
Коэффициент при 02э в (4.36) характеризует относительный
коэффициент затухания колебании 1:
2'K=Dp]J.
(4.40)
Важной характеристикой установившегося режима является
предельная механическая ха-
рактеристика — зависимость
максимального синхронизи-
рующего момента шагового
двигателя от частоты управ-
ляющих импульсов (рис.
4.36, а).
Иными словами, она
определяет тот предел, до
которого при данной частоте
у и р а в л я ющ их	и м 11 у л ьс о в
можно плавно нагружать
вал ШД, сохраняя при этом синхронный режим. Предельную ме-
ханическую характеристику рассматривают обычно при f>jn.
С увеличением частоты происходит уменьшение врашаюшего
момента ШД, что объясняется в основном двумя факторами: дей-
ствием демпфирующего момента от э. д. с. вращения и тем, что
э.д. с. самоиндукции в обмотках управления становится соизме-
римой с напряжением источника питания и ток в обмотках управ-
ления за время такта не успевает нарастать до установившегося
значения, что снижает результирующий поток статора. Снижение
синхронизирующего момента тем резче, чем больше электромаг-
нитная постоянная времени обмоток управления
Динамическая погрешность ШД, т е. мгновенное значение угла
рассогласования движущихся осей ротора и м. д. с. статора, может
превышать статическую погрешность ввиду дискретного переме-
щения м.д.с. статора и колебательного характера движения ро-
тора
Переходные режимы — пуск, торможение, реверс, переход с
одной частоты на другую — сопровождаются переходными процес-
сами в ШД, вызванными изменением частоты управляющих им-
пульсов и угловой скорости ротора.
Важным показателем режима является приемистость ШД —
наибольшая частота |1И. дп управляющих импульсов, отрабатывае-
мых шаговым электродвигателем без потерн или добавления ша-
гов при пуске из состояния фиксированной стоянки под током и
останове в это состояние.
124
При пуске скачкообразное увеличение частоты управляющих
импульсов от пуля до рабочей приводит к тому, что вначале ротор
отстает от м. д. с. статора под действием момента инерции вра-
щающихся частей. По мерс ускорения он достигает угловой ско-
рости м. д. с. статора и за счет запасенной кинетической энергии
может опередить м. д. с. Постепенно колебания ротора затухают,
и двигатель переходит в установившийся режим. Таким образом,
в процессе пуска ротор
может отставать от м.д.с.
статора на шаг и более и
возникает расхождение
между числом шагов ро-
тора и м.д.с. статора.
При торможении и ре-
версе ШД также имеются
предельные значения пе-
репада частот, при кото-
рых обеспечивается пере-
ходный процесс без сбоя
шага. Предельная частота
торможения при устано-	Рис. 4.37
вившемся режиме враще-
ния несколько выше предельной частоты пуска. Предельная часто-
та торможения при переходном режиме и предельная частота ре-
верса на 30 40% ниже предельной частоты пуска.
Приемистость растет с увеличением синхронизирующего мо-
мента, а также с уменьшением шага, момента инерции вращаю-
щихся частей и статического момента сопротивления (рис. 4.36,6,
где Л4<1 — момент сопротивления типа трения).
§ 4.5. ПРИМЕНЕНИЕ СИНХРОННЫХ МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ
Синхронные микродвигатели непрерывного вращения с двух-
фазной обмоткой статора широко используются в системах регу-
лируемого мпкропрнвода портативной переносной аппаратуры, в
частности в приборах звукозаписи и звуковоспроизведения, в ре-
гистрирующих приборах и т д. Питание таких приборов осуществ-
ляется от автономных источников постоянного тока. В состав каж-
дого прибора входит преобразователь постоянного тока в перемен-
ный для питания обмоток статора двигателя. При этом угловая
скорость двигателя регулируется изменением частоты напряжения
питания обмоток статора.
На рис. 4.37 изображена схема частотного регулирования угло-
вой скорости синхронного микродвигателя. Полупроводниковый
коммутатор ТК статического преобразователя частоты собран на
транзисторах Т\—Т>, работающих в ключевом режиме. При пооче-
редном замыкании и размыкании ценен транзисторами 1\, То к
различным половинам первичной обмотки трансформатора Tpi
прикладывается постоянное напряжение источника На выходе
125
трансформатора появляется знакопеременное напряжение, первая
гармоника которого является рабочим напряжением синхронного
двигателя СД. Моменты коммутации транзисторов Т3, Тц сдвину-
ты на половину такта коммутации относительно Ту, Т2. Напряже-
ние, поступающее от трансформатора Тр2 на обмотку двигателя В2,
оказывается сдвинутым по фазе на 90° относительно напряжения
обмотки By. Этим обеспечивается одно из условий создания кру-
гового вращающегося поля статора.
Изменение частоты коммутации транзисторов приводит к изме-
нению угловой скорости магнитного поля статора и, следователь-
но, угловой скорости ротора двигателя.
В настоящее время для работы в таких приборах выпускаются
совмещенные синхронные микродвигатели-трансформаторы, объе-
диняющие в одной конструкции двигатель и два трансформатора.
Статор синхронного микродвигателя-трансформатора в основ-
ном подобен статору обычного синхронного микродвигателя. От-
личие состоит только в том, что на сердечник статора дополни-
тельно наматывают первичные и вторичные обмотки двух одно-
фазных трансформаторов. Взаимное расположение обмоток транс-
форматора и двигателя обеспечивает отсутствие результирующей
индуктивной связи при ненасыщенном магнитопроводе.
Конструкция ротора зависит от типа синхронного двигателя:
активного, реактивного или гистерезисного.
Рабо те характеристики синхронного микродвигателя-транс-
форматора практически такие же, как у синхронного микродвига-
теая соответствующего типа при питании от внешнего трансфор-
матора. Однако при этом достигается снижение габаритных раз-
меров и массы микропривода.
Синхронные микродвигатели непрерывного вращения применя-
ются во внешних устройствах ЭВМ, например накопителях па маг-
нитной лепте (НМЛ).
В советских НМЛ типа ЕС-5010-01 (рис. 4.38) стартстопнын
узел ЛПМ, обеспечивающий перемещение и торможение магнит-
ной ленты МЛ, выполнен по двухвалыгой схеме с вакуумными ве-
дущими валами ВВВ. Ведущие валы приводятся во вращение
трехфазпым гистерезисным микродвигателем Г-507, обеспечиваю-
щим высокую стабильность угловой скорости и надежный пуск.
При включенном НМЛ валы постоянно вращаются с одинаковой
угловой скоростью в противоположные стороны.
В исходном состоянии непосредственного контакта между МЛ
и поверхностью ведущего вала нет из-за наличия воздушной про-
слойки между ними за счет подачи положительного давления во
внутреннюю полость вала. Включение движения МЛ в определен-
ном направлении осуществляется электромагнитным вакуумным
клапаном ЭК путем создания разрежения в полости одного из ва-
лов, в результате чего лепта притягивается к внешней поверх-
ности вала и за счет трения разгоняется до номинальной скорости.
Быстрый останов МЛ при снятии разрежения осуществляется с по-
мощью вакуумного тормоза.
126
Создание вакуума или избыточного давления в ведущих валах
ЛПМ и вакуума в вакуумных колонках ВД обеспечивается пнев-
мосистемой НМЛ. Насос писвмосистемы приводится во вращение
трехфазным асинхронным двигателем с короткозамкнутым рото-
ром типа АПН 21/2 мощностью 400 Вт. Двигатели отличаются по-
вышенной надежностью при работе в широком диапазоне темпе-
ратур от —60 до +70°С
В качестве исполнительных двигателей следящих систем при-
вода катушек используются двигатели независимого электромаг-
нитного возбуждения СЛ-621.
Исполнительный двигатель ИД должен успевать разогнать ка-
тушку до угловой скорости, при которой скорость сматывания или
наматывания МЛ на катушку стала бы равной скорости переме-
щения МЛ в стартстопном механизме за время, мепыпее времени
заполнения или опорожнения промежуточного хранилища МЛ.
Распределенная система датчиков Д, расположенных по высо-
те промежуточного хранилища магнитной лепты вакуумной колон-
ки ВД, подаст на блок логического управления БЛУ информацию
о количестве МЛ в ВД. Информация сравнивается с сигналом
уставки и формируется сигнал, пропорциональный количеству МЛ
в ВД и скорости изменения этого количества Сигнал усиливается
электронным усилителем ЭУ и подается па обмотку управления
127
ИД, вращающего катушку К. Электрический сигнал, пропорцио-
нальный угловой скорости и необходимый для ее стабилизации
в установившемся режиме, вырабатываются тахогенераторами по-
стоянного тока ТГП-1Л.
Охлаждсние шкафов НМЛ
.ляторов 13, приводимых во
двигателями с короткозамкнутым
осуществляется с помощью венти-
вращсние трехфазными асинхронными
ротором типа УЛД-72Ф мощ-
ностью 70 Вт и поминальной
частотой вращения 2700 об/мин.
Синхронные гистерезисные
двигатели мощностью в не-
сколько сотен ватт находят при-
менспие в технологическом
оборудовании электронной про-
мышленности. Па рис. 4.39 по-
казана схема конструкции тур-
бомолекулярного насоса типа
ВМИ-150, который относится к
наиболее эффективному обору-
дованию для получения высоко-
го бсзмасляного технологиче-
ского вакуума. Приводным
двигателем такого насоса явля-
ется трехфазный гистерезис-
ный двигатель обращенной
конструкции, т. е. с вращающейся внешней частью.
Рабочий механизм насоса образован неподвижными дисками 1,
закрепленными на корпусе насоса 2, и вращающимися дисками 3,
закрепленными па роторе гистерезисного двигателя 4. Ротор вы-
полнен из магнитотзердого материала. Статор двигателя 5 с трех-
фазноп обмоткой расположен внутри ротора. Вал ротора 6 вра-
щается в подшипниках 7.
Принцип действия насоса основан на сообщении молекулам
разреженного газа направленной дополнительной скорости быстро
движущейся твердой поверхностью дисков.
Основные технические показатели насоса — быстрота действия
и производительность пропорциональны угловой скорости дисков.
В связи с этим в приводе используется двигатель, работающий при
частоте тока 600 Гц и обеспечивающий синхронную частоту вра-
щения 30 000 об/мин.
Гистерезисный двигатель развивает в процессе пуска постоян-
ный вращающий момент, что позволяет получить относительно
малое время разгона ротора до синхронной угловой скорости. От-
сутствие потерь мощности в роторе в рабочем синхронном режиме
облегчает тепловой режим высокоскоростных подшипников. Гиро-
скопический эффект, возникающий благодаря быстро вращающе-
муся внешнему ротору с большим моментом инерции, повышает
устойчивость положения ротора и приводит к снижению вибраций.
128
Синхронные шаговые микродвигатели, непосредственно преоб
разующие дискретную команду в заданный угол поворота, нахо-
дят широкое применение в системах числового программного
управления стапков, в координатных столах автоматов, в графо-
построителях, в периферийных устройствах ЭВМ и т. д. На рис. 4.40
показана структурная схема управления электроэрозионного вы
резного станка модели 453111 с числовым программным управле-
нием (ЧПУ). Эти,станки имеют двухкоордннатную (X, У) систему
взаимного перемещения электрода — инструмента ЭИ и обраба-
тываемой детали ОД, реализованную' на ШД и позволяющую вы
Рис. 4.40
резать в ОД контур требуемой формы Одновременно система осу
ществляет регулирование искрового промежутка между ЭИ и ОД,
на который поступают силовые импульсы от генератора Г И
Управляющая микро-ЭВМ типа 15 ВСМ-5 совмещает функции
интерполятора, преобразующего программу, введенную с перфо-
ленты, в систему команд для полупроводниковых коммутаторов
И К двигателей, тактового генератора, формирующего тактовые
импульсы для ПК и буферного запоминающего устройства для
хранения нескольких предыдущих команд. ПК в соответствии с по-
лученными командами формирует силовые прямоугольные импуль
сы требуемой последовательности (вперед пли назад) для обмоток
управления ШД. Трехфазные реактивно-редукторные шаговые дви-
гатели типа 1ПД-5Д1, имеющие при шеститактноп несимметричной
схеме управления шаг 1,5°, перемещают через понижающие ре
дукторы Ред инструмент и деталь по соответствующим координа
там. Релейный элемент РЭ, установленный в линии обратной свя-
зи, сравнивает сигнал, поступающий от датчика ширины зазора
ДШЗ, с опорным сигналом До и управляет работой тактового ге
псратора микро-ЭВМ
При нормальном процессе обработки РЭ либо пропускает так-
товые импульсы па ПК ШД, либо отключает тактовый генератор
и ШД останавливаются. При коротком замыкании между ЭИ и
ОД, когда нормальный процесс обработки прекращается, РЭ по-
дает команду на отвод ЭИ по пройденной траектории на несколько
шагов и процесс обработки вновь повторяется за счет информации,
хранящейся в буферном устройстве микро ЭВМ.
5—1023	•	129
Рис. 4 41
На рис. 4.41 показана структурная схема управления коорди-
натным столом адаптивного промышленного робота-'микросварщи-
ка типа ОЗУН-12000 М3, предназначенного для приваривания про-
волочных выводов к кристаллу интегральной схемы. Управляющая
микро-ЭВМ «Электрон нка-60» совместно с шаговыми двигателями
обеспечивает начальную юстировку кристалла относительно уль
тразвуковой сварочной головки, последующее перемещение кри
сталла по программе и прпварпванйс выводов ко всем контактным
площадкам кристалла.
Шаговые двигатели ШДх
и ШД? перемещают коор-
динатный стол КС с кри-
сталлом по двум взаимно
перпендикулярным на-
правлениям, шаговый аВИ-
гатель ШД^ осуществля-
ет поворот координатного
стола.
Па основании програм
мы, введенной в микро
ЭВМ формируются управ-
ляющие тактовые импульсы для полупроводниковых коммутаторов
НК. Коммутаторы подают па обмотки управления ШД силовые
прямоугольные импульсы требуемой последовательности и ШД пе-
ремещают КС в заданную точку. Информация о фактическом по-
ложении маркера кристалла относитетьно сварочной головки вы-
рабатывается оптическим датчиков положения ОДП и передается
по . пицц обратной связи к ЭДМ, которая сравнивает сигнал ДП
с данными программы и с помощью ШД корректирует положение
кристалла. Дальнейшее перемещение КС и сварка выполняются
по программе. Точность позиционирования составляет ±10 мкм.
Аналогичную схему управления коордппашым столом имеет авто
мат, производящий подюнку сопротивлений толстопленочпых гиб-
ридных схем методом выжигания токопроводящей углеродной Пас-
ты лазерным лучом.
11а рис. 4.42, а изображена структурная схема цифрового гра-
фического регистрирующего устройства с шаговыми двигателями
графопостроителя планшетного типа АН-7251, предназначенного
для работы в составе автоматизированного рабочего места конст-
руктора АРМ на базе ЭВМ СМ-3.
Устройство состоит из двух каналов А’ и У, связанных кинема-
тически с подвижной системой планшетною типа Каждый из ка-
налов содержит полупроводниковый коммутатор ПК, шаговый дви-
гатель ШД, понижающий редуктор Ред и кинематическую схему,
которая в канале А перемещает траверсу планшетною графопо
строителя, а в канале У -каретку с пишущим устройством ПУ
вдоль траверсы В зависимости от команды, поступающей от ЭВМ
коммутатор ПК переключает обмотки управления ШД в соответ-
ствующей последовательности. Роторы шаговых двигателей ново
130
I
рачиваются и перемещают кинематические цепи траверсы и ка-
ретки.
В графопостроителе установлены четырехфазные реактивно
редукторные шаговые двигатели типа ДИШ 368-8. Схема управ-
ления графопостроителя предусматривает два способа коммутации
обмоток управления IIIД — с полным и с дробным шагом. В пер
вом случае осуществляется классическая симметричная -четырех
тактная схема коммутации, рассмотренная в § 4.4 и обеспечнваю-
Рис. 4.42

щая шаг ротора 1 . Во втором случае осуществляется пеепммет
ричная 32-тактная схема коммутации, позволяющая раздробить
шаг на 8 частей. Схема построена так, что в каждой из обмоток
управления амплитуда импульса тока может принимать значения
О, ’A. Vs, Зм и 1 от номинального значения. Векторная диаграмма
положении результирующего потока обмоток управления показана
на рис. 4.42, б.
I 1 А В А 5
*	ТАХОГЕНЕРАТОРЫ
§ 5.1 ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И КЛАССИФИКАЦИЯ
Тахогенераторами называют электрические микроманпшы,- ра
ботающие в генераторном режиме и служащие для преобразова-
ния угловой скорости в пропорциональный электрический сигнал
При этом закон преобразования определяется выходной характе-
ристикой тахогенератора, т. е. зависимостью между входной вели
чиной — угловой скоростью вала ю и выходной — напряжением
^вых на зажимах выходной обмотки.
5*
131
Уравнение выходной характеристики идеального тахогенера-
тора
= S ,	(5.1)
' r dt
где ST — крутизна, пли коэффициент передачи тахогенератора;
6 — угол поворота ротора тахогенератора.
Уравнение (5.1) показывает что тахогенератор можно исполь-
зовать для электромеханического дифференцирования, если функ-
цию задавать в виде угла поворота ротора.
Конструкция тахогенераторов практически не отличается от
конструкции соответствующих типов электрических двигателей.
Тахогенераторы подразделяют на три основные группы: коллек
торные постоянного тока, асинхронные переменного тока и син-
хронные.
Основными требованиями, предъявляемыми к тахогенерато-
рам, являются: 1) минимальная погрешность отображения функ-
циональной зависимости, под которой понимают отклонение вы-
ходной характеристики от линейной зависимости; 2) минимальное
изменение фазы выходной э. д. с. при изменении угловой скорости
ротора (для асинхронного тахогенератора), 3) максимальная кру
тизна; 4) малый момент инерции ротора; 5) малая электромагнит-
ная постоянная времени.
Требования, предъявляемые к тахогенераторам в зависимости ог
условий применения, изложены в § В.2.
Погрешность отображения функциональной зависимости Д(7Т
определяется как отношение наибольшей по абсолютному значе-
нию погрешности в номинальном диапазоне угловых скоростей к
выходному напряжению при номинальной угловой скорости рото-
ра Изменение фазы выходной э. д.с. асинхронного тахогенератора
определяется как наибольшая разность фаз э.д. с. на выводах
выходной обмотки тахогенератора при изменений угловой скорости
ротора в номинальном диапазоне.
§ 5.2 ТАХО) ЕНЕРАТОРЫ ПОСТОЯННОЮ ТОКА
Тахогенераторы постоянного тока по принципу действия и кон
структивпому оформлению представляют собой коллекторные ма-
шины постоянного тока с независимым электромагнитным возбуж-
дением (рис. 5.1, а) или возбуждением от постоянных магнитов
Выходной характеристикой тахогенератора постоянного тока
является зависимость напряжения на зажимах якоря U„ от угло-
вой скорости якоря to при постоянном магнитном потоке возбуж-
дения Фп и постоянном нагрузочном сопротивлении Rnarp. Из .тео-
рии электрических машин известно, что э.д.с. якоря Еп прямо про-
порциональна магнитному потоку возбуждения и угловой скорости
якоря. Значит, при постоянном магнитном потоке можно записать
Ea=kEu=kE~ ,	(5.2)
132
где 0 — угол поворота якоря тахогенератора; kF — постоянная ма-
шины, равная £ФВ; k — конструктивный коэффициент
Выражение (5.2) — это уравнение выходной характеристики
тахогенератора постоянного тока при холостом ходе, т. с. при
разомкнутой цепи якоря. Данная линейная зависимость показана
на рис. 5.1,6 (для /?нагр=00)- Значения угловой скорости взяты
в относительных единицах по аналогии с тем, как это делалось
§ 2.3.
Рис. 5.1
При подключении обмотки якоря к зажимам прибора или
устройства с конечным значением входного сопротивления и при
постоянстве магнитного потока возбуждения выходное напряжение
будет меньше э. д. с. якоря па значение падения напряжения в цепи
якоря:
(5.3)
где I,i — ток якоря /?пп— сопротивление цепи якоря, равное сум-
ме сопротивлении обмотки R,, и переходного щеточного контакта
Так как ток определяют по закону Ома с помощью соотно-
шения
с/я//?1(Ягр,	(^-4)
то
1 Н” ^?ц.я ^?нзгр 1 "i“ ^ц.я/^нагр
Уравнение (5.5) свидетельствует о линейности выходной харак-
теристики тахогенератора постоянного тока в случае постоянства
магнитного потока возбуждения и сопротивления переходного ще-
точного контакта.
На рис. 5.1,6 представлены выходные характеристики, соответ-
ствующие уравнению (5.5) для двух конечных нагрузочных сопро-
тивлении /?иагр I И /?Нагр 2. Причем ^?нагр 1 > ^?нагр 2-
5*—1023
133
Однако выходная характеристика реального тахогенератора
может отклоняться от линейной зависимости (5 5). Это объясняет-
ся двумя факторами.
Во-первых, при нагрузке тахогенератора возникает реакция
якоря, ослабляющая поток возбуждения. Результирующий поток
при нагрузке можно представить как
Фнап^Фв-АФр,	(5.6)
где Ф„ — поток возбуждения при холостом ходе; АФР — изменение
потока, вызванное размагничивающим действием якоря и пропор-
циональное току якоря.
Следовательно, э. д. с. якоря при нагрузке Е„. пагр не является
постоянной величиной для данной угловой скорости якоря, а зави-
сит от нагрузки и определяется выражением
^я«на гр	1”Фнагр •	( 1  7)
Во-вторых, при работе тахогенератора па нагрузку постоянным
следует считать не сопротивление скользящего контакта, а паде-
ние напряжения Um в нем Это соответствует характеру зависи-
мости сопротивления графита, из которого выполняют щеточные
контакты, от плотности тока в нем. Тогда, очевидно, напряжение
на зажимах якоря тахогенератора при нагрузке определяется
у равнением
^я = ^я.нагр-^1ц —(5.8)
Преобразуем это выражение с учетом (5.4), (5.6) и (5.7):
-------------------------fegЛ- --------
1 +(ййро>+ /?„)/?, 1Лгр
где ftp—АФР//Я— коэффициент пропорциональности между током
якоря и потоком.
Выражение (5.9) является уравнением выходной характеристи-
ки тахогенератора постоянного тока с учетом размагничивающего
действия реакции якоря и постоянства падения напряжения в ще-
точном контакте. Анализ выражения (5.9) показывает, что: 1) вы-
ходная характеристика является нелинейной (в знаменателе
стоит ю); 2) выходная характеристика начинается не от нуля, так
как при малой узловой скорости якоря э д. с. меньше падения на-
пряжения в контакте коллектор — щетки (ft^m-Cl/m) и (7я~0. Это
значит, что тахогенератор имеет зону нечувствительности А<о3. „.
Зона нечувствительности — это диапазон угловых скоростей рото-
ра от нуля до скорости, при которой на поминальной нагрузке
возникает напряжение не менее установленного значения.
Выходная характеристика, построенная по уравнению (5 9) для
нагрузочного сопротивления /?цагР2, показана на рис. 5.1,6 штрих-
пунктирной линией. Расчетная погрешность отображения функ-
циональной зависимости, вызванная реакцией якоря, может быть
определена при произвольной угловой скорости на основании вы-
134
ражепий (5 5) и (5 9) при ищ — 0. Если обозначить выходное на-
пряжение по (5.5) как идеальное (/я.и. то
« [ Т __ и ----- О я _______ц ^иоч_____
Тш П	П , П
я. и. лом	j ] *'я_гг'нагр
kkp со
(5.10)
Для улучшения линейности выходной характеристики целесооб-
разно подключать па выходные зажимы тахогенератора как мож-
но большее нагрузочное сопротивление /?нагр и использовать не-
большой диапазон угловых скоростей (o»d<;0,5), так как в этом
случае реакция якоря незначительна. Весьма хорошая линейность
характеристик у тахогенераторов, выполненных на базе машины
постоянного тока с полым или дисковым якорем, поскольку у таких
машин, как указывалось, снижается влияние реакции якоря
(меньше /гр).
Значительное уменьшение зоны нечувствительности в тахогене-
раторах постоянного тока получают, применяя металлические щет-
ки с серебряными напайками в местах прикосновения к коллекто-
ру, у которых вольт-амперная характеристика линейна. Зона не-
чувствительности сужается с увеличением крутизны тахогенера-
тора:
Д№3.н = ^щ/5Т.
(5.11)
Крутизна тахогенератора Sr — это изменение выходного напря-
жения на единицу угловой скорости (частоты вращения) тахогене-
ратора. Для тахогенератора постоянного тока ее можно опреде-
лить из выражения (5.9):
I \	,, kk->
dU (1 + "К----------) kE + U"1 ~Р
q ___ ' **нагр '	«наг?	„
— d <0	/	/?„ +kkvu> \-		(0-
\	^нагр
Из формулы (5 12) видно, что в общем случае ST является не-
линейной функцией угловой скорости якоря. Если размагничиваю-
щим действием реакции якоря в конкретном случае можно прене-
бречь, т. с. принять /?],= О, то выражение (5.12) преобразуется сле-
дующим образом:

S =
1 +^?я/^?нагр
(5.13)
При этом допущении крутизна ST не зависит от угловой ско-
рости якоря. Опа определяется конструктивными параметрами и
напряжением возбуждения машины (коэффициент kE) и увеличи-
вается с ростом нагрузочного сопротивления /?,1агр. У тахогене-
раторов постоянного тока при 7?нагрЗ>/?ч крутизна ST = 3-y-
4-100 мВ/(об/мин).
У тахогенераторов постоянного тока с электромагнитным воз-
буждением возможна температурная погрешность вследствие на-
s’*	135
грева обмотки полюсов, повышения ее сопротивления и уменьше-
ния тока возбуждения и выходного напряжения. Такая же по-
грешность возможна при колебаниях напряжения в сети, питаю-
щей обмотку полюсов. Чтобы ноток возбуждения из-за указанных
причин не изменялся, магнитную систему тахогенератора выпол-
няют с большим насыщением, т. е. рабочую точку на кривой на-
магничивания выбирают выше колена, где, как известно, даже зна-
чительные изменения тока возбуждения нс вызывают существен-
ных изменений магнитного потока.
Рис. 5.2
Однако насыщение магнитной системы может оказаться и не-
достатком тахогенератора, если его крутизну необходимо изменять
путем регулирования магнитного потока за счет тока возбужде-
ния. В этом случае магпитопровод тахогенератора выполняют не-
насыщенным, а для предотвращения температурной погрешности
применяют теплочувствптельные магнитные шунты Mill (рис. 5.2),
магнитное сопротивление которых увеличивается с ростом темпе-
ратуры. При нагревании сопротивление обмотки увеличивается и
поток Фп уменьшается, по при этом растет и магнитное сопротив-
ление потоку рассеяния Фо через шунты. Поток рассеяния начи-
нает все более замыкаться через якорь, и э. д. с. якоря восстанав-
ливается до исходного значения.
Тахогенератор с возбуждением от постоянных магнитов не
имеет погрешностей, которые возникают в результате колебаний
магнитного потока от указанных причин. Однако в нем невозмож-
но регулирование крутизны. Существенное преимущество такого
тахогенератора состоит в том, что он не нуждается в источнике пи-
тания. При правильном выборе материала для постоянных магни-
тов можно свести к минимуму погрешности из за изменения
свойств с течением времени.
Тахогенераторам постоянного тока в режиме нагрузки присущ
еще одни вид погрешности — асимметрия — отклонение выходных
136
напряжений тахогенератора от среднего значения при равных
угловых скоростях и разных направлениях вращения ротора
Наличие асимметрии является в основном результатом техно-
логической неточности установки щеток па геометрической нейтра-
ли. Рассмотрим это явление на примере схемы, изображенной па
рис. 5.3. При вращении якоря по часовой стрелке с угловой ско-
ростью «>ч по якорю проходят ток /я.ч и возникает ноток якоря
Фя. I, продольная составляющая которого складывается с потоком
возбуждения Фв. увеличивая результирующий поток. При враще-
нии якоря против часовой стрелки с угловой скоростью ып=(Оч
направление э. д. с и тока в якоре меняется на противоположное.
Возникает ноток якоря Ф„ п, продольная составляющая которого
направлена навстречу потоку возбуждения Фп, уменьшая резуль-
тирующий поток. Вследствие неравенства магнитных потоков при
противоположных направлениях вращения якоря и появляется
асимметрия выходного напряжения. Асимметрия Лт определяется
из выражения
^я.ч
100%.
(5.14)
Определенную погрешность в работу тахогенератора постоян-
ного тока вносят пульсации выходного напряжения, которое не
является постоянным во времени при постоянной угловой скорости
ротора. Можно выделить три основных вида пульсаций: якорные,
зубцовые и коллекторные.
Якорные пульсации вызваны измененном магнитного сопротив-
ления и, как следствие, магнитного потока в пределах одною обо-
рота якоря, которое может быть обусловлено эллиптичностью или
эксцентриситетом якоря, магнитной анизотропией его материала.
Частота якорных пульсаций в двухполюсной машине
=™/л.
(5.15)
Амплитуду якорных пульсаций можно снизить путем относи-
тельного увеличения воздушного зазора, веерной сборки сердечни-
ка якоря н повышения точности его обработки.
Зубцовые пульсации связаны с изменением магнитного потока
и характера его распределения под полюсом вследствие зубчатости
поверхности якоря. Частота зубцовых пульсаций
/3—гю/(2л),	(5.16)
где z — число зубцов на поверхности якоря.
Амплитуда зубцовых пульсаций снижается при скосе пазов
якоря относительно образующей цилиндра, при правильном вы-
боре ширины полюсных наконечников и применении ферромагнит-
ных клиньев для крепления обмотки в пазах.
Якорные и зубцовые пульсации отсутствуют, если в качестве
137
тахогенератора используется машина с полым немагнитным или
дисковым якорем (см § 2.2).
Коллекторные пульсации вызваны в основном периодическим
изменением числа катушек в параллельных ветвях обмотки якоря
вследствие замыкания части катушек при коммутации и вибрацией
щеток па коллекторе. Частота коллекторных пульсаций
Л = К<»/(2л),	(5.17)
где К — число коллекторных пластин.
Амплитуда коллекторных пульсаций уменьшается с увеличени-
ем числа катушек и коллекторных пластин, а также с повышением
качества обработки поверхности коллектора и притирки щеток.
Зубцовые и коллекторные пульсации выходного напряжения
являются высокочастотными и легко сглаживаются LC-фильтрами.
Якорные пульсации имеют более низкую частоту. Они особенно
отрицательно сказываются при работе тахогенератора в системе
автоматического регулирования в зоне малых угловых скоростей
(подход системы к устойчивому положению), когда период пуль-
сации становится созмеримым с постоянной времени исполнитель-
ного элемента. У прецизионных тахогенераторов амплитуда пуль-
саций достигает 0,1 — 1% от среднего напряжения.
К преимуществам тахогенераторов постоянного тока относят
возможность получения высокой линейности выходной характери-
стики и большой крутизны, что предопределяет их использование
в ряде систем автоматики.
Однако имеется ряд недостатков, ограничивающих применение
тахогенераторов постоянного тока: наличие скользящего контакта
коллектор — щетки, значительно снижающего надежность маши-
ны, необходимость использования фильтров для устранения радио-
помех и сглаживания пульсации выходного напряжения; слож-
ность конструкции и относительно высокая стоимость.
При оценке точности тахогенераторов постоянного тока исполь-
зуют два показателя: погрешность отображения функциональной
зависимости и асимметрию. Эталонная характеристика представ-
ляет собой прямую линию, проведенную в установленном диапазо-
не угловой скорости. Класс точности тахогенератора устанавли-
вают по наихудшему из показателей. В зависимости от класса
допустимая погрешность и асимметрия лежат в диапазоне 0,02—
2,5%.
Тахогенератор постоянного тока можно использовать для изме-
рения угловых ускорений, т. с. в качестве акселерометра. Для этого
к зажимам якоря тахогенератора следует подключить дифферен-
цирующую /?С-цепочку и выходное напряжение снимать с сопротив-
ления R. Дифференцирование осуществляется тем качественнее,
чем сильнее выполняется неравенство /?CQC1, где Q— угловая
частота изменения угловой скорости ротора. Точный выбор пара-
метров R и С должен осуществляться на основе дифференциаль-
ного уравнения равновесия э.д с. и напряжений, составленного с
учетом активного сопротивления и индуктивности обмотки якоря.
138
§ 5.3 АСИНХРОННЫЕ ТАХОГЕНЕРАТОРЫ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Конструкция асинхронных тахогенераторов аналогична конст-
рукции исполнительных асинхронных двигателей с полым немаг-
нитным ротором (см. рис. 3.3).
Схема асинхронного тахогенератора показана на рис. 5.4, а.
К обмотке статора В подведено неизменное по амплитуде и часто-
те напряжение возбуждения U\. Вюрая обмотка статора Г являет-
ся генераторной, и с ее зажимов снимается выходной сигнал С'г.
В общем случае она ока-
зывается замкнутой на
внешнее сопротивление
нагрузки ZHaip.
Рассмотрим принцип
работы асинхронного та-
хогенератора. Для этого
воспользуемся эквива-
лентной схемой, представ-
ленной на рис. 5.4, б. Па
этой схеме для упрощения	а.)	5)
качественного анализа
полый ротор заменен ко-	Рис. 5.4
нечпым числом витков,
замкнутых накоротко на торцах, и внешняя цепь обмотки Г ра-
зомкнута. При неподвижном роторе тахогенератор можно рассмат-
ривать как трансформатор, первичной обмоткой которого служит
обмотка статора В, а вторичной — обмотка ротора. Магнитный по-
ток, созданный м.д. с. обмотки В, пронизывает ротор и наводит
в его витках трансформаторную э.д. с. £Гр (условно показана на
внутреннем кольце витков). Поскольку ротор короткозамкнутый,
по этим виткам проходит ток /тр и создает магнитный ноток, на-
правленный, согласно правилу Ленца, навстречу магнитному пото-
ку обмотки В. Следовательно, по оси В тахогенератора устанав
ливается результирующий магнитный поток Ф„, пульсирующий с
частотой fi напряжения возбуждения. При этом э.д.с. £г в гене-
раторной обмотке равна нулю, так как вектор магнитного потока
Фв перпендикулярен оси этой обмотки.
Приведем ротор тахогенератора во вращение с угловой ско-
ростью иг- Ввиду симметрии ротора процесс наведения в нем
трансформаторной э. д. с. £тр не изменится По оси В, как и в пре-
дыдущем случае, пульсирует магнитный поток Фв, который в пер-
вом приближении можно считать не зависящим от угловой ско
рости ротора. Витки ротора вращаются в поле этого потока, и в
них наводится э.д. с. вращения Еар (условно показана на внешнем
кольце витков) В соответствии с теорией электрических машин
результирующая э. д. с. вращения обмотки ротора
£•„,,= Л «о2Ф„,	(5.18)
где k — коэффициент, зависящий от конструктивных параметров
машины
139
Из (5.18) видно, что при fl)n = const э. д. с. £вр является линей-
ной функцией угловой скорости ротора. Под действием э. д. с. вра-
щения в обмотке ротора проходит ток /вр и создает магнитный по-
ток Фг, направленный согласно правилу буравчика по осн генера-
торной обмотки Г Так как ток /вр прямо пропорционален э. д. с.
Euv, то созданный этим током магнитный поток Ф, прямо пропор-
ционален угловой скорости ротора юг- Частота пульсации фг сов-
падает с частотой напряжения возбуждения. Магнитный поток ф,
индуцирует в генераторной обмотке статора трансформаторную
э. д. с. £г, действующее значение которой определяется уравнением
£,.=4,44 Фг,	(5.19)
где ffi'i-.эф— число эффективных витков обмотки Г.
Частота выходной э д с. £’г совпадает с частотой /| потока Фг
и напряжения возбуждения и не зависит от угловой скорости ро-
тора о)2 Эго позволяет применять асинхронные тахогенераторы в
системах, работающих при постоянной частоте напряжения пи-
тания.
Поскольку Ф, прямо пропорционален угловой скорости ротора
(коэффициент пропорциональности /?1)
Фг=^1102’	(5.20)
выражение. (5.19) преобразуется следующим образом:
Ет - kL— ,	(5.21)
dt
где А,к-=4.44/| Х'г.эф k\— коэффициент, зависящий от конструктив-
ных параметров и напряжения возбуждения тахогенератора.
Анализируя выражение (5.21), можно сделать вывод, что вы-
ходная э. д. с. тахогенератора Ev прямо пропорциональна угловой
скорости ротора тахогенератора. При принятом допущении о не-
зависимости потока Фв от угловой скорости функция £'г=/ (<о2)
являет ся линейной.
В действительности магнитный поток Фк несколько уменьшает-
ся при увеличении угловой скорости ротора ы2. Это объясняется
тем, что под действием потока Фг во вращающихся витках ротора
наводится дополнительная э. д. с. вращения £вр д. Направление
Евр д на рис. 5.4, б совпадает с направлением э. д. с. £тр. Так как
Фг пропорциональна угловой скорости ротора со2, то £вр. д пропор-
циональна квадрату <о2. Следовательно, созданный ею ток и маг-
нитный поток будут нелинейно уменьшать магнитный поток Фв при
увеличении угловой скорости. Выходная характеристика асинхрон-
ного тахогенератора при холостом ходе Ег=/ (<ог) отклоняется от
линейной, г. с. появляется погрешность отображения функциональ-
ной зависимости (количественный анализ этой погрешности дан при
выводе общего уравнения выходной характеристики асинхронного
тахогенератора).
Если замкнуть обмотку статора Г на внешнее нагрузочное со-
противление ZIiJip, то по пей пойдет гок /г Поток будет создавать-
140
ся геометрической суммой м. д. с. ротора и обмотки статора Г, что
скажется па значении э.д.с. Ег. Кроме того' само выходное
напряжение Ur будет определяться геометрической разностью
э. д. с. и падения напряжения па собственном сопротивлении
обмотки Zr с:
Ur=ET-ITZr.c.	(5.22)
Указанные физические процессы обусловливают вид выходной
характеристики тахогенератора при работе с нагрузкой.
Рассмотрим уравнение выходной характеристики асинхронного
тахогенератора. Так как асинхронный тахогенератор по конструк-
ции не отличается от приведенною ранее асинхронного исполни-
тельного микродвигателя, то, учитывая принцип обратимости
электрических машин, можно определить выходное напряжение £7Г,
пользуясь изложенной в § 3.1 методикой анализа двухфазного
асинхронного микродвигателя.
Фазе Г асинхронного тахогенератора соответствуют схемы за-
мещения фазы В исполнительного двигателя (см. рис. 3.8), если
в цепь статора включить сопротивление Znaip, а входные зажимы
замкнуть накоротко. Схемы замещения фазы В тахогенератора
совпадают со схемами замещения фазы В двигателя. Все парамет-
ры обмотки I тахогенератора приводятся к числу витков обмотки
статора В.
Выходным напряжением тахо!оператора служит напряжение на
сопротивлении Zliari, в фазе
L/r = 7rZHarp.	(5.23)
Ток /г может быть выражен через симметричные составляющие
/Г1 и Аг. В приведенной форме
(5.24)
«гр
где коэффициент трансформации обмоток В и Г
^тр ^н.эф/^г.зф-	(О.2о)
Согласно методу симметричных составляющих, прямую и об-
ратную составляющие тока в обмотке возбуждения тахогенератора
можно выразить через /'г1 и 1'Г2'
Л.1=+//г1. /В2— —jiv2-	(5.26)
Так как напряжения, приложенные к обмоткам В и Г тахоге-
нератора, уравновешиваются падениями напряжения от симмет-
ричных составляющих токов па сопротивлениях соответствующих
схем замещения, то па основании второго закона Кирхгофа можно
записать (с учетом того, что приложенное к обмотке Г напряже-
ние равно нулю)
В==/г 1 (Zri-f-ZHarp)_ 7r2(Zr2-LZIIarp); (5.27)
141
Uв----Л^_п\ -Ь^н2'^'п2’
где Z'ri и Z'r2 — приведенные сопротивления схем замещения об-
мотки Г дл^т прямой и обратной последовательностей (Z/r=/e2TpZr);
2/narp = fe2ipZ11arp — приведенное нагрузочное сопротивление.
Решаем систему уравнений (5.27) относительно /'г1 и /'Г2 с уче-
том (5.26). Полученные выражения симметричных составляющих
подставляем в (5.24) и затем в (5.23). Этим самым определяем
выражение для выходного напряжения С? тахогенератора через
угловую скорость ротора, параметры схемы замещения и нагрузки
и напряжение возбуждения:
/^7в^гры2
А—(^)2В
где А и В ~ комплексные коэффициенты,
(5.28)
зависящие от парамет-
ров схемы замещения и нагрузки.
Если пренебречь индуктивным сопротивлением ротора, которое
у асинхронных тахогенераторов, особенно с полым немагнитным
ротором, значительно меньше активного, то
1 I Z С2	\	/ f 2
+	+Спф;; (5.29)
_нагр \ ''п.Р	/	^в.р
в=	А
^н.р \ ^чагр
^В.М + ^?п.р	,	О 04
где Ц1р=—-——-------i—(обозначения те же, что па рис. 3.8).
—R.M
Относительная угловая скорость ротора Ст2б = <02/101= 1— s, где
(01 — синхронная угловая скорость (для тахогенератора эта ско-
рость условная, так как в симметричном тахогенераторе поте ста-
тора пульсирующее, а нс вращающееся).
Выражение (5.28) является уравнением выходной характери-
стики асинхронного тахогенератора. Наличие в знаменателе этого
выражения квадрата относительной скорости (юг*7)2 свидетельст-
вует о нелинейности выходной характеристики и изменении фазы
выходного напряжения тахогенератора (скоростные погрешности).
Для идеального тахогенератора, не имеющего скоростной состав-
ляющей погрешности отображения функциональной зависимости и
изменения фазы выходного напряжения, уравнение выходной ха-
рактеристики получают из выражения (5.28) при ((о2а)2 В=0:

(5.30)
Расчетная скоростная составляющая погрешности отображения
функциональной зависимости тахогенератора определяется раз-
ностью модулей напряжений согласно (5.28) и (5.30):
(5.31)
142
Ж
а изменение фазы Л<р7ш — разностью аргументов этих же напря-
жений.
Как следует из (5.29) и (5.31), погрешность отображения
уменьшается при увеличении активного сопротивления ротора, так
как снижается значение |й| и возрастает |Л| Поэтому роторы
тахогенераторов обычно изготовляют из фосфористой бронзы,
имеющей удельное сопротивление примерно в два раза большее,
чем у алюминия. Однако нужно иметь в виду, что с увеличением
активного сопротивления ротора уменьшается крутизна тахогене-
ратора [возрастает Л — см. (5.28)].
Рис. 5.5
Кроме того, тахогенераторы следует выбирать с такой синхрон-
ной угловой скоростью,
при которой относитель-
ное значение измеряемой
угловой скорости не будет
превышать 0,2—0,3. В дан-
ном случае член (m26)2
мал и выходная характе-
ристика на рабочем участ
ке о>26=0ч-0,3 практиче-
ски линейна. Поэтому час-
то тахогенераторы выпол-
няют для работы от сети
переменного тока с новы
шейной частотой. Увеличение частоты
пропорционально повышает
синхронную угловую скорость и соответственно понижает относи-
тельное значение измеряемой угловой скорости.
Выходные характеристики, построенные по уравнению (5 28) в
относительных единицах, представлены на рис. 5.5, о, где t7rd =
f=Ur/Ui (пунктиром показаны идеальные линейные характери-
стики).
Погрешность отображения функциональной зависимости ДО'т»
и изменения фазы выходною напряжения зависят от значе-
ния и характера нагрузочного сопротивления (рис. 5.6). Наимень-
шее значение ДПТЫ имеет место при емкостном нагрузочном сопро-
тивлении, - при индуктивном.
Крутизна асинхронного тахогенератора может быть определена
по (5.28):
__ dUT __	Л(<.>2)“ В
“1 [л (<4)2Вр
У современных асинхронных тахогенераторов крутизна пои
Znarp Z| , находится в диапазоне 1 10 мВ/(об/мин).
Значение ,ST практически постоянно при ms6 —0—0,3 и нелиней-
но уменьшается при <->2'’>0,3 (рис. 5.5,6).
Изменение выходною напряжения и крутизны под влиянием
значения и характера нагрузочного сопротивления определяется
из
изменением комплексных коэффициентов Л и В в выражениях
(5.28) и (5.32) и графически представлено на рис. 5.7.
Физический смысл зависимостей игд,8т=[(Х„ягрс, AIIarpf, /?11агр)
(А'иагрс. А'нагрг. Ва.ир — соответственно емкостное, индуктивное и
Я -я?j l %гЧ12рс' &нагр const
i)	S)
активное нагрузочные сопротивления) уже был дай при рассмотре-
нии принципа работы тахогенератора. Здесь только следует отме-
тить. что в случае чисто емкостной нагрузки при определенном
значении емкостного сопротивления в цепи выходной обмотки имеет
место резонанс напряжений.
При рассмотрении рис. 5 6, о и 5.7 можно сделать вывод, что
для уменьшения погрешности отображения и зависимости ST от
значения нагрузочного сопротивления следует к активному нагру-
зочному сопротивлению добавлять емкостное.
Однако активно-емкостное компаундирование нагрузки приво-
дит к увеличению изменения фазы выходного напряжения тахоге-
нератора (с.м. рис. 5 6,6). Зависимость фазы выходного напряже-
ния (угла ф между векторами б", и L‘r) от значения и характера
нагрузочного сопротивления представлена на рис. 5.8
Анализ зависимостей, представленных па рис. 5.6,6 и 5.8 пока-
зывает, что для уменьшения изменения фазы выходного папряже-
IH
пия целссоооразпо к активному нагрузочному сопротивлению до-
бавлять индуктивное. Таким образом, условия компаундирования
нагрузки но погрешности отображения и фазе противоречат одно
другому. Поэтому целесообразно производить компаундирование
по той величине, постоянство которой является для данной схемы
наиболее важным
Существенное влияние на точность асинхронного тахогенерато-
ра может оказать изме-
нение значении актив-
ных сопротивлении ма
шины при ее нагреве во
время работы. В основ-
ном это обусловлено на-
гревом ротора, актив
ное сопротивление ко-
торого в несколько раз
больше активного со-
противления статорных
обмоток. Увеличение
активно!о сопротивю
ния при нагреве приво-
дит к изменению значе-
ния и фазы выходного
напряжения.
Чтобы ослабить влияние температуры, ротор прецизионных
асинхронных тахогенераторов выполняют из материалов с низким
значением температурного коэффициента сопротивления и приме-
няют температурную компенсацию.
К погрешностям асинхронного тахогенератора следует отнести
наличие остаточной э. д. с. т — э. д. с. в генераторной обмотке
при неподвижном роторе. Возникновение остаточной э. д. с. свя-
зано с технологическими погрешностями изготовления тахогенера-
тора Эта э. л. с имеет две составляющие: постоянную, нс зави-
сящую от углового положения ротора, и переменную, которая изме-
няется с двойной периодичностью в зависимости от угла поворота
рогора.
В результате неточности сдвига статорных обмоток на электри-
ческий угол 90° между ними появляется трансформаторная связь.
Неоднородность магнитных свойств магиитопровода статора, воз-
никающая вследствие наличия короткозамкнутых листов, неодина-
ковой магнитной проводимости листов в различных направлениях,
которая, несмотря на веерную сборку? пакетов, частично остается,
приводит к образованию вращающегося магнитного поля возбуж-
дения. В обоих случаях в генераторной обмотке Г индуцируется
постоянная составляющая остаточной э. д. с., сдвинутая по фазе
на некоторый угол по отношению к напряжению возбуждения Ut.
Электрическая асимметрия ротора, заключающаяся в неодима
ковой толщине его стенок пли в неточности его цилиндрической
формы, вызывает образование переменной составляющей э. д. с.
145
Асимметричный ротор можно рассматривать как совокупность сим-
метричного ротора и короткозамкнутого витка, выпавшего из сим-
метричной системы (рис. 5.9, а). Магнитный поток Фв индуктирует
в короткозамкнутом витке трансформаторную э. д. с. и ток. Воз-
никает пульсирующий магнитный поток витка Ф К|, который оцеп-
лен с обмоткой Г и наводит в ней э. д. с. £0. т- Эта э. д. с. имеет
максимальное значение, если плоскость витка составляет угол 45°
с осями обмоток тахогенератора, и меняется при повороте ротора.
Под влиянием остаточной э. д. с происходит смешение выход-
ной характеристики из начала координат и появляется дополни-
тельная составляющая погрешности отображения функциональной
зависимости и изменения фазы, особенно при малых угловых ско-
ростях ротора. Последнее наглядно видно из векторной диаграммы
рис. 5.9,6, где результирующий вектор выходной э. д. с. £г. р ра-
вен геометрической сумме э. д. с. £о. т, не зависящей от угловой
скорости ротора, и э. д. с. £г, пропорциональной угловой скорости
ротора.
Остаточная э. д. с. вызывает также асимметрию тахогенерато-
ра. Теоретически при изменении направления вращения ротора
выходная э. д. с должна оставаться неизменной, а фаза изменяет-
ся па 180°. Наличие £о.т нарушает оба эти условия (векторы
£гр 1 и £'г.р 1 на рис. 5.9, б).
Постоянная составляющая остаточной э. д. с. может быть су-
щественно уменьшена при размещении обмоток В и Г раздельно
на внутреннем и внешнем статорах. В этом случае после нзготов-
вления тахогенератора при неподвижном роторе подводят к об-
мотке В напряжение и поворачивают внутренний статор относи-
тельно внешнего до тех пор, пока э. д. с. в обмотке Г не достигнет
наименьшего значения. Ослабление переменной составляющей
' остаточной э. д. с. в случае необходимости производят симметри-
рованием ротора, состоящим в дополнительной механической об-
работке его поверхности. Следует также учитывать, что в много-
полюсных машинах асимметрия статора и ротора проявляется зна-
чительно меньше.
Существенными преимуществами асинхронных тахогенераторов
перед тахогенераторами постоянного тока являются более высокая
надежность благодаря отсутствию скользящих контактов, отсутст-
вие радиопомех при работе, простота конструкции. К недостаткам
асинхронных тахогенераторов следует отнести несколько худшую
линейность выходной характеристики, меиыпую крутизну и изме-
нение фазы выходного напряжения.
При оценке точности асинхронных тахогенераторов используют
четыре показателя: погрешность отображения функциональной за-
висимости, остаточную э. д. с., изменение остаточной э. д. с. в за-
висимости от углового положения ротора и изменение фазы выход-
ной э. д. с. при изменении угловой скорости ротора. Класс точности
устанавливают но наихудшему из показателей. При определении
погрешности отображения функциональной зависимости эталонная
146
характеристика представляет собой прямую, проведенную в уста-
новленном диапазоне угловой скорости. У тахогенераторов различ-
ных классов погрешность составляет от 0,025 до 1%. Остаточную
э. д. с. определяют как наибольшую остаточную э. д. с. по основ-
ной гармонике в пределах оборота ротора, отнесенную к крутизне
тахогенератора. У тахогенераторов различных классов приведен-
ное значение остаточной э. д. с. составляет 15—50 об/мин.
Асинхронный тахогенератор может работать и как датчик угло-
вых ускорений — акселерометр. Для этого его обмотка возбуж-
дения В (см. рис. 5.4,п, б) должна быть подключена к сети по-
стоянного тока. Поток возбуждения машины Фв будет не пульси-
рующим, а постоянным При равномерной угловой скорости ротора
будет постоянным и поток Фг. Э д. с. в генераторной обмотке Г
равна пулю. При появлении углового ускорения ротора начнут
изменяться э.д.с. £в.р в роторе, ток /в.р и соответственно поток Фг.
Изменение Ф, во времени будет тем резче, чем больше ускорение
ротора. Изменяющийся во времени поток Фг (t) наведет э. д. с.,
пропорциональную ускорению, в обмотке Г.
§ 5.4. СИНХРОННЫЕ ТАХОГЕНЕРАТОРЫ
Синхронные тахогенераторы переменного тока, работающие по
принципу обычной синхронной машины, не нашли применения в
схемах автоматики переменного тока постоянной частоты, так как
у них частота выходной э. д. с. прямо пропорциональна угловой
скорости ротора. Такие синхронные тахогенераторы используются
непосредственно для измерения угловой скорости механизмов
В этом случае к его выходной обмотке подключают вольтметр,
шкалу которого градуируют в единицах угловой скорости. Син-
хронные тахогенераторы применяются в системах автоматики, ра-
ботающих на частотном принципе; при этом в качестве выходного
сигнала используется частота выходной э д.с.
В ряде систем применяются синхронные индукторные тахогене-
раторы с полупроводниковыми выпрямителями на выходе [17].
Конструктивная схема индукторного тахогенератора такая же, как
у синхронного редукторного микродвигателя индукторного тина
(см. § 4.3 и рис. 4 20) с числом зубцов статора и ротора соответ-
ственно гс и zv. В качестве выходных генераторных обмоток
используют обмотки переменного тока статора. Магнитный поток
подмагничивания Ф.г модулируется в воздушном зазоре машины
вследствие зубчатости поверхности статора и ротора (см.
рис. 4.21), и возникают постоянная Фпост и переменная Фнер состав-
ляющие потока. При вращении ротора Фпост остается неподвиж-
ным, а ФПСр перемещается вместе с зубцами ротора и наводит в
генераторной обмотке э д. с.
£’Г=4,74/Ф11ерто8ф,	(5.33)
где [=грсо/(2л) — частота э. д. с.; шЭф — число эффективных вит-
ков в обмотке фазы.
147
Отсюда видно, что э. д. с. холостого хода прямо пропорциональ-
на угловой скорости ротора, что является необходимым условием
для работы машины в режиме тахогенератора. Однако при нагруз-
ке выходная характеристика такого тахогенератора становится
нелинейной. Первая причина заключается в том, что
UT=Er-IrZTQ = -------,	(5.34)
г г	г—г’с	1 -I-Z /Z
_г.с/_нагр
где реактивные составляющие сопротивления обмотки Zr. с и на-
грузки Znarp являются функциями частоты f, а следовательно, и
угловой скорости (о. Второй причиной является влияние реакции
якоря (выходной обмотки) на э. д. с.
Чтобы синхронный индукторный тахогенератор можно было
использовать в следящих системах постоянного тока, выходное
напряжение выпрямляют полупроводниковыми выпрямителями.
Поскольку число зубцов ротора можно выполнить достаточно боль-
шим, частота пульсаций выпрямленного напряжения будет высо-
кой. Высокочастотные пульсации могут быть довольно легко устра-
нены LC-фильтрами. В этом состоит преимущество индукторных
тахогенераторов перед коллекторными тахогенераторами постоян-
ного тока. Кроме того, они обладают более высокой надежностью,
так как в них отсутствует механический выпрямитель коллектор
с щетками.
§ 5.5. ДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТАХОГЕНЕРАТОРОВ
Исследование динамических свойств тахогенератора постоянно-
го тока при переходных процессах производим без учета реакции
якоря и падения напряжения в щеточном контакте. Уравнение рав-
новесия э.д.с. и напряжении в цепи якоря (см. рис. 5.1, а), состав-
ленное на основании второго закона Кирхгофа, имеет вид
вя = 1я (#я + ^?нагц) + ^я —— >	(5.35)
at
где in—мгновенное значение тока якоря; Ln — индуктивность об-
мотки якоря.
Решая (5.35) совместно с (5.2), получаем дифференциальное
уравнение изменения тока якоря при изменении угла поворота ро-
тора
----Ls.---^-44я =--------------_	(5 3б«
Яя 4~ ^?нагр dt	^?я 4~ ^?иагр dt
Преобразуем (5.36) с учетом (5.13) и того, что выходное напря-
жение тахогенератора ц=г„/?1)агр:
'Eg It ---	,	(O.37)
dt	Tdt
148
где тэ=/,я/(/?я4-/?пац|)—электромагнитная постоянная времени
цепи якоря; ST — крутизна при нагрузке, являющаяся коэффициен-
том передачи тахогенератора.
Выражение переходной характеристики находим путем решения
дифференциального уравнения (5.37):
S Оус-Г —/ Т	_ „„
«=—Z-------е	(0.38)
Переходная характеристика
Оуст — установившееся
значение угла поворота
ротора.
На основании урав-
нения (5.37) передаточная
функция тахогенератора
изображена па
рис. 5.10, а, где
еуст
t
в
о
и
Р 0(р) Тэр + 1 •
(5.39)
Из уравнений (5.37),
(5.39) и рис. 5.10, а ясно,
Рис. 5.10
что тахогенератор пред-
ставляет собой инерцион-
ное дифференцирующее звено п производит дифференцирование с
некоторым искажением, которое определяется постоянной времени
г,. Если к тахогенератору предъявляется требование дифференци-
рования без искажения, то постоянная времени должна быть све-
дена к минимуму, при котором тахогенератор можно было бы
практически считать безынерционным дифференцирующим звеном.
Работа такого идеального тахогенератора описывается уравнением
m = -------
dt
(5.40)
его переходная характеристика представлена на рис. 5.10, б. Суще-
ственного уменьшения тг) можно достичь при использовании в ка-
честве тахогенераторов постоянного тока машин с полым ncMai нит-
ным ротором (якорем) или дисковым, у которых, как указывалось,
мала индуктивность обмотки якоря.
Если в качестве входного сигнала тахогенератора рассматри-
вать угловую скорость ротора (w—dQ!dt), то передаточная функ-
ция
W (р)==и,(р)1*а (р)—ST/(r9p-]- 1).	(5.41)
В этом случае тахогенератор является апериодическим звеном
первого порядка.
Аналогично можно провести исследование динамических харак-
теристик асинхронного тахогенератора. У этого тахогенератора ак-
тивное сопротивление ротора значительно больше, чем у генератор-
149
нои обмотки статора. Электромагнитная постоянная времени об-
мотки ротора значительно меньше, чем генераторной обмотки стато-
ра, и при анализе переходных процессов ею можно пренебречь.
Тогда динамические свойства асинхронного тахогенератора с ак-
тивным сопротивлением нагрузки описываются уравнениями, ана-
логичными (5.37) — (5.41), с учетом особенностей переходных
электромагнитных процессов в цепях переменного тока.
Вращающиеся части тахогенераторов создают дополнительный
момент инерции для исполнительных микродвигателей, с валом ко-
торых они связаны. Поэтому для уменьшения электромеханической
постоянной времени системы исполнительный микродвигатель —
тахогенератор и тем самым улучшения ее быстродействия следует
применять тахогенераторы с роторами в виде полого цилиндра
или диска, обладающими малым моментом инерции.
§ 5.6.	ПРИМЕНЕНИЕ ТАХОГЕНЕРАТОРОВ
По назначению тахогенераторы подразделяют па три основные
группы:
1)	тахогенераторы как измерители угловой скорости (можно ис-
пользовать наименее точные тахогенераторы постоянного и пере-
менного тока);
2)	тахогенераторы как датчики ускоряющих и замедляющих сиг-
налов обратной связи в системах автоматического регутирования н
как элементы стабилизации угловой скорости (допускается исполь-
зовать тахогенераторы постоянного тока и асинхронные классов
точности 0,5—1);
3)	тахогенераторы как элементы автоматических вычислитель-
ных устройств для решения задач дифференцирования и интегри-
рования функции (используются тахогенераторы постоянного тока
и асинхронные наивысших классов точности 0,02—0,2).
Рассмотрим некоторые примеры использования тахогенераторов
в устройствах радиоэлектроники, автоматических вычислительных
приборах и др.
Тахогенератор как измеритель угловой скорости. Нарве. 5 11
показана электрическая схема одного из агрегатов полуавтомата
для навивки рамочных сеток электронных ламп. Рамка Р для на-
вивки проволоки крепится к оправке, которая приводится во вра-
щение двигателем постоянного тока 11ПТ типа СЛ-569 через редук-
тор Ред. Скорость навивки регулируется путем изменения угловой
скорости ДПТ с помощью регулятора тока возбуждения (полюс-
ное управление).
Точность навивки сеток существенно зависит от равномерности
натяжения проволоки. В полуавтомате натяжение навиваемой про-
волоки и сигнализация об ее обрыве осу шсствляются с помощью
асинхронного двигателя-генератора ЦГ типа ДГ-ЗТА. Двигатель-
генератор представляет собой совмещенные в одном корпусе и име-
ющие общий вал исполнительный асинхронный микродвигатель с
полым немагнитным ротором и асинхронный тахогенератор.
150
Катушка с проволокой Л' крепится на валу ДГ. При навивке на
рамку проволока вращает катушку и одновременно вал ДГ. Дви-
гательная часть ДГ включена по конденсаторной схеме. Фаза на-
пряжения управления выбрана таким образом, что магнитное поле
вращается в сторону, противоположную вращению ротора. При
этом двигательная часть работает в режиме электромагнитного тор-
моза, создавая натяжение сматываемой с катушки проволоки. Мо-
мент натяжения можно регулировать изменением напряжения уп-
равления Uy и тем самым формы поля в двигательной части.
Рис. 5.11
Выходная обмотка тахогенератора Г подключена к индикатору
обрыва проволоки ИО, представляющему собой в простейшем слу-
чае вольтметр переменного тока При нормальной работе оборудо-
вания вал ДГ вращается с небольшой угловой скоростью и сигнал,
поступающий на ИО, мал. В случае обрыва проволоки двигатель-
ная часть ДГ переходит в режим двигателя и угловая скорость
вследствие отсутствия нагрузки резко возрастает С обмотки тахо-
генератора Г на ИО поступает сигнал высокого уровня, свидетель-
ств} ющий об обрыве проволоки.
Тахогенератор как элемент системы управления и стабилизации
угловой скорости. При изготовлении пленочных резисторов типов
МЛТ, МТ и ВС нарезка спиральной канавки па заготовках резис-
торов производится на нарезных автоматах типа НПУ с програм-
мным управлением. Нарезка канавки осуществляется при встреч-
ном вращении абразивного диска и резистора и одновременном
продольном перемещении резистора относительно диска. Скорость
продольной подачи должна строго соответствовать расчетному
шагу спирали.
На рис 5.12 показана структурная схема привода продольного
перемещения резистора. Механизм продольного перемещения рези-
стора МППР приводится в движение исполнительным двигателем
постоянного тока ИД типа ПЛ-061. Схема управления двигателем
включает блок расчета шага РШ, блок установки шага УШ и та-
хогенератор постоянного тока ТГ типа II -2.
151
Привод работает следующим образом. Блок РШ па основании
замера сопротивления поступающей заготовки резистора рассчиты-
вает требуемый шаг спирали и выдает его в виде эталонного напря-
жения ил иа блок УШ На входе блока УШ, который представляет
собой усилитель постоянного тока, производится сравнение напря-
жения U, с выходным напряжением тахогенератора [ пропорцио-
нальным угловой скорости ИД. Па выходе блока УШ устанавлива-
ется напряжение Uy, пропорциональное сигналу U, и являющееся
напряжением управления для исполнительного двигателя ИД. Ро-
тор двигателя вращается с
 заданной скоростью и через
f= МППР МППР перемещает резне
I	тор
I*	Стабилизация угловой
J	скорости ИД осуществляет-
ся следующим образом. По-
Рис 5.12	лярность напряжений и
Ur выбрана так, что увели-
чение Ur приводит к уменьшению напряжения Uy на выходе блока
УШ Следовательно, любое изменение угловой скорости ротора
двигателя ИД н соответственно скорости продольного перемещения
резистора, например от изменения момента сопротивления при на-
резании канавки, вызывает такое изменение напряжений Ur и Uy,
что скорость стремится к исходному значению. Схема с тахогене-
ратором позволяет регулировать частоту вращения ИД в диапазо-
не 400—500 об/мин и стабилизировать ее с точностью ±1% при из-
менении момента нагрузки иа валу ИД в пределах 30 80% от но-
минального.
Тахогенератор как элемент автоматического вычислительного
устройства. Тахогенераторы применяют в дифференцирующих, ин-
тегрирующих и сглаживающих электромеханических счетно-реша-
ющих приборах. Такие приборы используют обычно для преобра
зовапия сравнительно медленно изменяющихся функций, когда
можно пренебречь собственными постоянными времени элементов
схемы. К приборам этого класса предъявляют требования, которым
не удовлетворяют электрические или электронные дифференциру-
ющие, интегрирующие и сглаживающие устройства, основанные на
применении омическо-емкостных и омпчсско-ипдуктивиых конту-
ров. Эти требования состоят в следующем: а) выполнение с высо-
кой точностью необходимых операций при значительной продол-
жительности процесса; б) непосредственное использование угловых
перемещений в качестве входных сигналов; в) малая чувствитель-
ность к колебаниям напряжения питающей сети.
На рис. 5.13 показана схема дифференцирующего устройства,
хдовлетворяющего перечисленным требованиям. Оно содержит за-
дающий элемент, в качестве которого применен асинхронный тахо-
генератор ТГ, отрабатывающий каскад, элемент сравнения С и
расшифровывающую следящую систему. Отрабатывающий каскад
состоит из линейного вращающегося трансформатора ВТД, выход-
152
ное напряжение которого прямо пропорционально углу поворота
ротора, и масштабного вращающегося трансформатора ВТМ, со-
гласовывающего масштабы задаваемой п отрабатываемой величин
(принцип работы ВТЛ и ВТМ рассмотрен в § 7.5) Следящая си-
стема состоит из электронного усилителя ЗУ и исполнительного
двигателя с редуктором ИД. Сигнал на усилитель поступает с эле-
мента сравнения С, а выходное напряжение подается на обмотку
управления ИД. Вал исполнительного двигателя механически свя-
зан с ротором ВТ Л
При вводе независимой пере-
менной А', задаваемой в виде уг-
ла поворота ротора ТГ, на выхо-
де последнего образуется напря-
жение UtpX, пропорциональное
напряжению питания и угловой
скорости ротора тахогенератора.
Па выходе отрабатывающего
каскада напряжение пропорцио-
нально [ДУК, где У — угол пово-
рота ротора ВТЛ\ /(—.масштаб
ВТМ. Если напряжения U>.pX и
[ДУК не равны между собой, то
в узле сравнения образуется на-
пряжение рассогласования, по
Рис. 5.13
ступающее па вход усилителя.
Усиленное напряжение подается на ИД, который поворачивает ро-
тор ВТЛ Поворот происходит до полной компенсации, т с. до тех
пор, пока не устанавливается равенство

(5.42)
Напряжение рассогласования становится равным нулю, и от-
работка угла прекращается. Из (5.42) получаем
У — — рХ,
К '
(5.43)
где 1,'А — масштаб производной (в реальной схеме масштаб зави-
сит также от коэффициентов передачи ТГ и ВТЛ).
Па основании уравнения (5.43) можно утверждать, что угол по-
ворота ротора ВТЛ автоматически устанавливается пропорцио-
нальным производной от переменной X.
Тахогенератор как элемент обратной связи по скорости. Боль-
шинство технологических процессов производства полупроводнико-
вых и электровакуумных приборов, толсто и тонкопленочных гиб-
ридных схем, осуществляемых в печах, требует строгого соблюде-
ния заданных температурных режимов обработки. Автоматический
контроль и фиксация температуры может выполняться автоматиче-
скими самопишущими потенциометрами.
На рис. 5.14. а показана структурная схема привода автоматиче-
ского быстродействующего потенциометра типа КСП4. Измерение
153
температуры осуществляется с помощью термопары ТП, выраба-
тывающей электрический сигнал <7Т, пропорциональный темпера-
туре. Запись температуры производится пишущим устройством ПУ,
приводимым в движение исполнительным асинхронным микродвига-
телем ИД типа РД-09 со встроенным редуктором, на диаграммной
ленте ДЛ, перемещаемой с постоянной скоростью с помощью син-
хронного реактивного микродвигателя СД типа СД-54.
В состав следящей системы входят также измерительная схема
ИС, электронный усилитель ЭУ, уравновешивающее устройство УУ,
представляющее собой обычно мостовую схему с потенциометром,
и асинхронный тахогенератор ТГ типа ТАС-01.
Рис 5.14
В основу работы прибора положена компенсационная измери-
тельная схема, которая находится в равновесии, когда входное на-
пряжение UT скомпенсировано напряжением t7K уравновешива-
ющего устройства. При поступлении сигнала С'т от термопары ро-
тор ИД начинает вращаться и перемещать пишущее устройство.
Одновременно перемещается движок потенциометра в УУ и меня-
ется напряжение При (7H=f/T перемещение ПУ прекращается.
Асинхронный тахогенератор, использованный в данной схеме в
качестве датчика отрицательной обратной связи по скорости, позво-
ляет улучшить динамические свойства системы. На рис. 5.14, б по-
казано изменение положения пишущего устройства 0лу в процессе
согласования следящей системы. При отсутствии сигнала обратной
связи по скорости в следящей системе, как правило, наблюдается
перерегулирование и она приходит в coiласовапное положение по-
сле нескольких качаний (рис. 5 14, и, кривая /). Включение тахо-
генератора позволяет предотвратить эти качания Выходное на-
пряжение тахогенератора Uc и напряжение рассогласования изме-
рительной схемы А £7 согласованы таким образом, что при подходе
движка потенциометра УУ к положению равновесия измерительной
схемы напряжение Uy па обмотке управления ИД меняет фазу на
противоположную. Магнитное поде в ИД начинает вращаться в
противоположную сторону, происходит интенсивное торможение
двигателя н обеспечивается равенство скорости нулю в момент рав-
новесия измерительной схемы (рис. 5.14, б, кривая 2) в заданном
Положении Озад.
154
ГЛАВА е
СЕЛЬСИНЫ
§ 6.1.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И КЛАССИФИКАЦИЯ
Сельсинами называют электрические микромашины переменно-
го тока, обладающие способностью самосинхронизации и применя-
емые в синхронных системах дистанционной передачи угла в каче-
стве датчиков и приемников. Передача угла в такой системе про-
исходит синхронно, синфазно и плавно При этом между устройством,
задающим угол (датчиком), и устройством, принимающим пе-
редаваемую величину (приемником), существует только электриче-
ское соединение в виде линии связи.
Используемые в синхронных системах дистанционной передачи
угла сельсины и сами системы подразделяют на две группы: трех-
фазныс силовые и однофазные.
Трехфазные сельсины применяются в системах электрического
вала, где необходимо строго синхронное и синфазное вращение
двух двигателей, удаленных друг от друга. В таких системах сель-
сип работает и как датчик, и как приемник.
Однофазные сельсины могут работать в двух основных режимах-
индикаторном, когда датчик поворачивается принудительно, а при-
емник устанавливается в согласованное с датчиком положение под
воздействием собственного синхронизирующего момента, и транс-
форматорном, когда датчик поворачивается принудительно, а при-
емник вырабатывает напряжение, являющееся функцией угла рас-
согласования между датчиком и приемником.
Для обоих режимов возможны следующие схемы: а) парная
(датчик — приемник); б) многократная: датчик — несколько прием-
ников; в) дифференциальная: два датчика - приемник.
Однофазный сельсин может работать как в индикаторном, так
и в трансформаторном режимах в качестве датчика и приемника.
Однако ввиду специфичности предъявляемых требований выпуска-
емые сельсины предназначаются для конкретного режима работы.
Основные требования, предъявляемые к дистанционным переда-
чам на сельсинах:
1)	высокая статическая и динамическая точность (статическая
точность определяется погрешностью следования в режиме медлен-
ного поворота, а динамическая — в режиме вращения с меняющей-
ся по заданному закону угловой скоростью). Погрешность следова-
ния дистанционной передачи — это отклонение угла поворота ротора
сельсина-приемника от угла поворота сельспиа-датчнка в поло-
жении согласования;
2)	способность к самосинхронизации в пределах одного оборо-
та, т е. свойство системы на сельсинах занимать только одно ус-
тойчивое согласованное положение в пределах оборота;
155
3)	способность сохранять свойство самосинхронизации и задан-
ную точность при высоких угловых скоростях и наличии в системе
нескольких приемников.
Для выполнения этих требований параметры индикаторных сель-
синов датчика и приемника должны обеспечивать наибольшие удель-
ный и максимальный синхронизирующие моменты приемника и ми-
нимальное время успокоения ротора приемника. Трансформаторные
сельсины должны обеспечивать максимально возможную крутизну
при заданном сопротивлении нагрузки и минимальное выходное
сопротивление приемника.
Кроме того, в зависимости от условий применения к сельсинам
предъявляются требования, изложенные в § В.2
§ 6.2.	КОНСТРУКЦИЯ ОДНОФАЗНЫХ СЕЛЬСИНОВ
Однофазные сельсины по конструкции и наличию скользящего
контакта подразделяют на контактные и бесконтактные.
Контактные сельсины (рис. 6.1, а) состоят из двух частей: ста-
тора и ротора. На статоре (или на роторе) располагают однофаз-
ную обмотку возбуждения ОВ, на роторе (пли на статоре) — обмот-
ку синхронизации ОС. Конструктивно они подобны синхронным ма-
шинам с электромагнитным возбуждением.
У однофазных сельсинов обмотку синхронизации выполняют по
типу трехфазной, т е. три отдельные обмотки сметены в простран-
стве на 120° и соединены в звезду. Обмотку синхронизации всегда
выполняют распределенной. Обмотку возбуждения можно сделать
в распределенной, и сосредоточенной. Так как в случае распреде-
ленной обмотки удельный синхронизирующий момент меньше, то в
сельсинах, предназначенных для индикаторного режима, предпо-
чтительнее применять сосредоточенную обмотку возбуждения.
Число пар полюсов в сельсине выбирают равным единице
(р=1), чтобы получить самосинхронизацию в пределах одного обо-
рота.
Обмотка возбуждения сельсина создает пульсирующий магнит-
ный поток. Этот поток, проходя по магнитопроводу' сельсина, пере-
секает витки обмотки синхронизации и наводит в них э д с., зависящие
от угла поворота ротора. Так как при повороте ротора взаимо-
индуктивпость между’ обмоткой возбуждения и обмоткой синхрони
зации плавно изменяется по закону косинуса, то в обмотке син-
хронизации наводятся фазные э.д.с., пропорциональные косинусу’
угла поворота ротора.
У некоторых сельсинов имеется демпферная обмотка ОД, рас-
почоженная перпендикулярно обмотке возбуждения.
Принцип работы сельсина не зависит от места расположения
каждой из обмоток: на статоре или роторе. Однако наибольшее
распространение получили сельсины (рис. 6.1, б) с обмоткой воз-
буждения 4 и демпферной обмоткой 5 на роторе 3 и обмоткой син-
хронизации 2 на статоре 1. У них меньше контактных колец 6 и ще-
ток 7, что обеспечивает более высокую надежность, меньший момент
156
трения п объем сельсина. В цепи передачи сигнала (линии связи
обмоток синхронизации) отсутствуют скользящие контакты. При
такой конструкции проще выполнить на роторе демпферную об-
мотку.
Наличие скользящих контактов значительно снижает надеж-
ность контактных сельси-
нов. Поэтому все шире
применяются бесконтакт-
ные сельсины: а) с унипо-
лярным возбуждением ро-
тора со стороны статора;
б) с переходным кольце-
вым трансформатором
В бесконтактном сель
сине с униполярным воз-
буждением копта ктн ып
подвод тока к ротору за-
менен бесконтактным под-
Рис б I
водом магнитного потока.
На рис. 6.2 представлена конструктивная схема такого бесконтакт-
ного сельсина
На статоре расположен пакет основного магннтопровода 1, в па-
зах которою находится трехфазная обмотка синхронизации 2. Об-
мотка возбуждения .3. выполненная в виде двух кольцевых катушек,
также размещена в статоре По краям статора расположены два
Рис. 6 2
кольцевых магнитопровода 4. Они магнитно замыкаются между со-
бой пакетами внешнего магннтопровода 5, которые запрессованы в
цилиндрический корпус сельсина 6
Основной и кольцевые магнитопроводы набраны из изолирован-
ных листов электротехнической стали, шихтованных ио оси, перпен
дикулярной валу сельсина. Чтобы каждый лист не был короткозам-
кнутым витком на пути основною потока возбуждения, вводимого
157
в аксиальном направлении (вдоль вала), в одном месте он имеет
радиальный разрез. Сборка листов в пакет веерная, что обеспечи-
вает равномерную магнитную проводимость пакетов по любой оси.
Пакеты внешнего магнитопровода шихтованы вдоль вала сельсина.
Ротор сельсина 7 состоит из двух пакетов, разделенных немагнит-
ным промежутком 8 Каждый пакет собран из изолированных лис-
тов электротехнической стали, причем плоскости листов ротора па-
раллельны валу сельсина. Немагнитный промежуток — обычно
пластмасса, в которую запрессованы листы обоих пакетов рото-
ра. Иногда в качестве немагнитной прослойки применяют сплав, на-
пример силумин.
Принцип действия бесконтактного сельсина легко понять, про-
следив путь магнитного потока Ф Пусть в данный момент времени
ток в обмотке возбуждения 3 проходит так, как показано на
рис. 6.2. Тогда магнитный поток будет направлен слева направо.
Поток, выйдя из точки А, встречает на пути немагнитный промежу-
ток 8, меняет направление и через воздушный зазор St входит в па-
кет магнитопровода 1, проходит по нему половину окружности
и через зазор 62 попадает в правый пакет ротора, отсюда поток че-
рез зазор входит в правый кольцевой магнитопровод 4. Далее
поток по пакетам внешнего магпитоировода 5 проходит в левый
кольцевой магнитопровод 4 и, пройдя через воздушный зазор 64,
вновь поступает в левый пакет ротора, где и замыкается в точке А.
Проходя по основному магнитопроводу 1 поток возбуждения сцеп-
ляется с обмоткой синхронизации и наводит в пей э.д.с.
При повороте ротора с ним поворачивается н магнитный поток,
т. е. потокосцепление обмотки синхронизации с потоком возбужде-
ния изменяется по тому же закону, что и у контактного сельсина.
Поэтому работа этих сельсинов в системах дистанционной передачи
угла не имеет принципиальных отличий от работы контактных сель-
синов.
Сравнивая по рис. 6 1, б и 6.2 пути магнитных потоков в кон-
тактном и бесконтактном сельсинах, нетрудно заметить, что у бес-
контактного сельсина магнитный поток преодолевает в два раза
больше воздушных зазоров. Для преодоления воздушного зазора
затрачивается значительная часть м.д.с. обмотки возбуждения, по-
этому у бесконтактных сельсинов обмотка возбуждения по габарп
там п массе больше, чем у контактных, выполненных на тот же по-
лезный момент. Магнитопровод в бесконтактных сельсинах также
имеет большие габаритные размеры и массу, чем в контактных.
В табл. 6.1 для сравнения приведены некоторые данные двух
типов бесконтактных серии БС и контактных серии НС сельсинов-
приемников, имеющих одинаковые габаритные размеры (частота
напряжения 50 Гц).
На рис. 6 3 (номера позиций соответствуют номерам позиций
на рис 6.2) изображен бесконтактный сельсин с униполярным воз-
буждением типа БС-404 в разобранном виде.
158
Бесконтактные сельсины с переходными трансформаторами со-
стоят из двух частей: машинной и трансформаторной; они связаны
только электрически и механически (рис. 6.4). Машинная часть не
отличается от контактного сельсина. На статоре 1 расположена об-
Таблица 6.1
Параметры	Б С-404	НС-404	БС-501	НС-501
Удельный момент, Н-м/град	4-10-«	10-10“’	35-10 ’	50-10-’
Масса на единицу удель- ного момента, г/(Н-м/град)	3	0,8	1 14	0 57
Мощность возбуждения па единицу удельного момента, В А/(Н-м/град)	12.4-10’	3,1-10’	4,2-10’	1,66-10’
мотка синхронизации 2, на роторе 3 — обмотка возбуждения 4
(иногда и демпферная). Трансформаторная часть представляет
собой двухобмоточный кольцевой трансформатор. Обмотки статора
5 с ферромагнитным сердечником 6 и ротора 7 с ферромагнитным
сердечником 8 выполнены в виде сосредоточенных катушек, магпит-
4
Рис 6 3
ные оси которых совпадают с направлением вала. Вследствие кон-
центрического расположения при повороте ротора взаимоипдуктив
ность обмоток не меняется. При подаче на зажимы статорной об-
мотки трансформатора переменного однофазного напряжения с его
роторной обмотки снимается неизменное по амплитуде вторичное
напряжение. Это напряжение по проводам подается на обмотку воз-
буждения машинной части. Таким образом удается устранить сколь-
зящие контакты.
159
Наличие двукратной передачи энергии через воздушный зазор
(в трансформаторной и машинной частях) обусловливает у бескон-
тактных сельсинов большую мощность возбуждения по сравнению
с контактными. За счет переходного трансформатора длина бескон-
тактного сельсина больше
У бесконтактных сельсинов
более сложная конструкция и
несколько выше стоимость. Од-
нако высокая надежность этих
сельсинов окупает их недостат-
ки Кроме того, бесконтактные
сельсины имеют мепыпип мо-
мент трения па валу, чем кон-
тактные.
Дифференциальные сельси-
Рис 64	ны отличаются от рассмотрен
ных однофазных контактных
сельсинов только тем, что у них на статоре и роторе обмотки трех-
фазные.
§ 6.3	ИНДИКАТОРНЫЙ РЕЖИМ РАБОТЫ СЕЛЬСИНОВ
Для передачи на расстояние информации о положении какого
либо регулирующего органа: клапана, заслонки вентиля и т. д,—
наиболее удобны сельсины, ра-
ботающие в индикаторном ре-
жиме, особенно когда подход к
регулирующему органу небезо-
пасен и показания передаются
па пульт управления. При этом
сельсин-приемник, как правило,
нс должен иметь момента со-
противления па валу, с его ро-
тором связана только стрелка,
указывающая передаваемый
угол.
Обычно в индикаторном ре-
жиме работают два сельсина
одного типа: датчик СД и при
емнпк СП Па рис. 6 5 пред-
Рнс 6 5
ставтена схема однофазных сельсинов, работающих в индикаторном
режиме. Обмотки возбуждения сельсинов подключены к однофаз-
ной сети переменного тока. Обмотки синхронизации соединены
между собой линией связи строго соответственно.
Обмотки возбуждения сельсина-датчика и сельсина-приемника
создают в магнитных системах сельсинов пульсирующие магнитные
потоки Фп. Оба потока в силу' идентичности сельсинов ио значению
одинаковы Если распределение индукции вдоль зазора спнусо
идалыю, то иод действием пульсирующих магнитных потоков в об-
160
мотке синхронизации сельсина-датчика возникнут фазные э.д.с.
л1 — max ^-0$
^Д2 = £'п>ахСОЙ(Од- 120°),
£'Лз=£‘тах cos (0д — 240°),
(6.1)
где £тах — наибольшее действующее значение фазной э.д.с. обмот-
ки синхронизации, соответствующее совпадению осп обмотки фазы
и потока возбуждения; Од — угол поворота ротора сельсина-датчика
от исходного положения (за исходное примем такое положение,
когда обмотка, образующая фазу обмотки синхронизации, в кото-
рой наводится э.д.с. Ель соосна с потоком возбуждения).
По аналогии можно записать выражения э.д.с. для сельсина-при-
емника:
^"п! —^max *"OS ®u’
£»=£., COS — 12°Г),
t'll3 = £,max COS (0„ — 240°).
(6.2)
Угол рассогласования равен разности между углами поворота
ротора датчика и приемника:
(6.3)
Ьслп 0=0, т. е. 0д=0ц, то /^iz=£in;	Е^=^ Епз.
Фазные э.д.с обмоток синхронизации датчика и приемника в
копт\ре направлены встречно, и токи в обмотках синхронизации и
линии связи
<=(£•,,-£IU)/(S^)=0,
(6-4)
где Z - комплексное сопротивление обмотки фазы одного сельсина.
В этом случае отсутствует момент взаимодействия обмоток син-
хронизации с потоком возбуждения и сельсины находятся в покос.
Это положение является согласованным для сельсинов в индикатор-
ном режиме.
При 0=#0 в контурах обмоток синхронизации датчика и прием-
ника возникают результирующие э.д.с, равные разности э.д с. дат
чика и приемника. Обозначим эти э.д.с. соответственно Еь Е2, Е3.
Тогда для 0д =#()„, учитывая (6.1)	(6.3), можно записать:
^1= ^д1-^..1=-£..1ах sm 10д —J sin — ,
fc'2=f д’—1'„2 = 2£'111ах sin (од - 120° —sin — , }	(6.5)
£‘з=£’дЗ-^ю=2£:1пах sin (йд+ 120°sin . |
\	~ /	- I
161
Пренебрегая сопротивлениями линии связи, на основании зако-
нов Кирхгофа найдем токи в обмотках синхронизации и линии
связи-
/	__ т •	6 \	6
Л = -2р = ^тах81П [бд-у] «Ш — ,
/2=-g-=/maxsin(0A-12O»—sin А,
4=~=/тах sin (бд+120° - A) sin ±- ,
(6.6)
где /,11;1Х=Е1пах/^ — наибольшее действующее значение тока.
Токи, проходящие по обмоткам синхронизации, взаимодействуя
с пульсирующими потоками обмоток возбуждения, создают синхро-
низирующие моменты, направленные в датчике и приемнике на-
встречу друг другу и стремящиеся свести к нулю угол рассогласо-
вания О В реальных дистанционных передачах угловое положение
датчика зафиксировано и отработку угла рассогласования осуще-
ствляет приемник, ротор которого поворачивается на угол 0П=0Д.
Уравнения (6.6) подтверждают свойство самосинхронизации,
так как токи в обмотках синхронизации, а следовательно, и момен-
ты, ими порождаемые, при 0=0 обращаются одновременно в нуль.
Для нахождения синхронизирующего момента сельсинов, рабо-
тающих в индикаторном режиме, воспользуемся методом двух ре-
акции, т. е. разложим м.д.с трсхфазнон обмотки па две составля-
ющие по осям: продольной d, совпадающей с осью обмотки возбуж-
дения, и поперечной q, перпендикулярной ей.
Токи 1\, /2. /3, проходя по обмоткам синхронизации датчика и
приемника, создают в них м.д.с. Fb F2, F3, совпадающие по направ-
лению с осями обмоток фаз. Продольная составляющая м.д.с. об-
мотки синхронизации датчика
—FД1 cos6д-|-Ёд2cos (6Д —120 )—|—Л7д3cos (Од-}-120°). (6.7)
Поперечная составляющая м.д.с. обмотки синхронизации дат-
чика
sin Од+Лс sin (6д — 120°)+Адз sin (0д+120°). (6.8^
д.с. обмотки фазы датчика или приемника на два полюса (уд-
военное амплитудное значение первой гармоники пространственной
волны М.Д.С.)
F— 1,8/тоэф,	(6.9)
где д'.,ф — число эффективных витков обмотки фазы.
Подставив в уравнения продольной и поперечной м.д.с. (6.7)
и (6.8) значения м.д.с. отдельных обмоток фаз, определенные по
(6.9) с учетом (6.6), получим
162
=----|-Лпах(1-СО8 0), FnlJ = ~F^ Sin О, (6.10)
ГДе ?max —- 1,8шЭф/тах.
Аналогично запишем для приемника
"COS 6), Fnq~ Fmax	У
Полная м.д.с по продольной оси сельсина F'sd равна сумме двух
м.д.с —обмотки возбуждения Fu и обмотки синхронизации Fd:
Ftd~Fn-y-F‘d.	(f .12)
Магнитный поток, создаваемый по продольной оси,
®a~FrdAd,	3)
где Ад — магнитная проводимость по оси d.
Поперечная составляющая м.д.с. обмотки синхронизации как
датчика, так и приемника создает поперечный магнитный поток
Ф9=Г?Л?,	(6.14)
где % — магнитная проводимость по осп q.
По аналогии с продольной и поперечной составляющими м.д.с.
обмоток синхронизации введем понятия продольного и поперечного
токов, понимая под ними токи, необходимые для создания соответ-
ствующих м.д.с.:
nd ~~	/max (I	COS 0), / = /'max
(6.15)
/"nd — /щах О COS 0),	~ /'max	•
В соответствии с общими законами электромеханического пре-
образования энергии электромагнитный момент может быть опре-
делен через токи и потокосцепления взаимодействующих обмо-
ток [20]. Применительно к теории двух реакций при комплексной
форме записи выражение синхронизирующего момента сельсина-
приемника примет вид
(б.1б>
где lKd и 45,— потокосцепления обмотки синхронизации, соответст-
вующие Фа И Ф/;.
Продольная составляющая м.д.с. обмотки синхронизации явля-
ется размагничивающей по отношению к потоку возбуждения, о чем
свидетельствует знак минус в выражениях (6.10) и (6.11) для FMt
и Fnd. Однако при малых углах рассогласования это размагничива-
ющее действие невелико ввиду малости самой м д.с. Fj Например,.
163
при 0=15° M.fl.c.Fd= —Flliax(l — cos 15°)= — 0,026 Fmax. Следо-
4
вательно, при малых углах 0 иоток Фа примерно равен потоку воз-
буждения при холостом ходе (отсутствии тока в обмотках синхро-
низации), а под влиянием Га по аналогии с обычным трансформато-
ром увеличивается ток в обмотке возбуждения. В этом же угловом
диапазоне поперечный ток значительно больше продольного:
/9//j=sin 15e/(l—cos 15’)~8.
Па основе изложенного при малых углах рассогласования вто
рой составляющей момента в выражении (6.16) можно пренебречь
Тогда с учетом (6.15)
.•^=^(4^/;)=^/,, cos-l>=A/cmax sin 0,	(6.17)
где максимальный синхронизирующий момент
A/cmax = -7"‘lrrf/'na=‘COS*’	(6-18)
4
Ф— сдвиг фаз между векторами ’И,; и /тах-
На рис. 6.6, а представлена векторная диаграмма для обмотки
синхронизации сельсина. Как видно, | cos ф ] — | sin <р |, где <р — сдвиг
по фазе между £П111Х и /Шах- Поскольку в формуле момента учитывает-
ся поперечный ток lq, при расчете ср следует оперировать с Rq, Xq
и_ZQ — активным, индуктивным и комплексным сопротивлениями
обмотки синхронизации при совпадении осп соответствующей об-
мотки с поперечной осью машины, т. с cosi|:=X7/|Z7|. При этих же
3	£	—
условиях модуль поперечного тока	[ q=—	s*n
Подставляем выражения для /у и соэф в формулу (6.17) и пре-
образуем ее с учетом того, что э.д.с. взаимоиндукции Етах—ю^а,
где о)=2л)| угловая частота тока. В результате получаем

sin 6.
ЛТС
(6.19)
Выражение для момента датчика имеет такой же вид, ио, как
следует из разницы знаков и Inq в (6.15), синхронизирующие
моменты в датчике и приемнике имеют противоположные направ-
ления, что подтверждает свойство самосинхронизации сельсинов.
На рис. 6.6, б представлена зависимость (сплошная линия) син-
хронизирующею момента Л1,. от угла рассогласования О при р—\.
Зависимость Л1Г.=)’(6), как следует из уравнений (6 17) и (6.19),
представляет собой синусоиду. В реальных сельсинах форма кри-
вой Мг — f(0) отличается от синусоидальной, так как значения Фа
и ф изменяются при изменении 0, особенно при больших углах рас-
согласования Это объясняется размагничивающим действием про-
дольной составляющей м.д.с обмотки синхронизации и зависимостью
параметров обмотки синхронизации от угла поворота. Кро-
164


ме того, появляется дополнительный момент взаимодействия пото-
ка Фу п м.д.с. Fd- Важно отметить, что момент Мс не зависит от
конкретного углового положения датчика, а определяется только
углом рассогласования.
График зависимости синхронизирующею момента от угла рас-
согласования показывает, что сельсин имеет две точки согласован-
ного положения (6 = 0; 0=180°). В этих точках момент равен нулю,
и. казалось бы, это противоречит основному свойству сельсинов —
самосинхронизации в пре
делах одного оборота. Но
эти положения ие одно-
значны одно из них со
ответствует устойчивому
равновесию (0 = 0), дру-
гое— неустойчивому (0 =
= 180°).
Описанное явление
можно пояснить на при-
мере двух магнитов.
Если между двумя по-
люсами магнита поместить
положения, при которых момент равен нулю: когда магнит обра-
щен к другому разноименными полюсами (действуют силы при-
тяжения имеет место устойчивое равновесие) и когда магнит об-
ращен к другому одноименными полюсами (действуют силы оттал-
кивания, имеет место неустойчивое равновесие).
При числе пар полюсов /?>1 число точек устойчивого равно-
весия равно р, например 0 = 0 и 180° при /?=2 (пунктирная линия
на рис. 6.6, б) и передача угла неоднозначна. Поэтому у индикатор-
ных сельсинов всегда р=1.
Важнейшей характеристикой сельсина является удельный
синхронизирующий момент, выражаемый в Н-м/град. Под ним по-
нимают значение синхронизирующего момента, приходящегося на
единицу угла рассогласования от положения согласования индика-
торной дистанционной передачи, т. е. удельный синхронизирующий
момент есть крутизна начального участка угловой характеристики:
( Д-И,
—-

Рис. 6.6
другой магнит, то можно указать два
ле
, или
в-0
(6.20)
В случае однотипных датчика и приемника удельный момент
можно определить на основании (6.19) по формуле
тс = 20,8-10 4- /^^'7 .
(6.21)
В индикаторном режиме передача угла происходит с угловой по
грешностью. При работе без нагрузки погрешность вызванная соб
ственным моментом трения Мт сельсина-приемника, является основ-
ной и характеризует зону нечувствительности приемника, в преде
165
лах которой ротор приемника может запять любое положение при
одном и том же положении датчика. Эту зон)' определяют отноше-
нием момента трения сельсина-приемника к удельному синхронизи-
рующему моменту (рис 6.6, б) и выражают в градусах (град):
В=Мх/тс',	(6.22)
она тем уже, чем больше значение /нс-
У сельсиноц, различных размеров тс= (14-50)10"4 Н • м/град.
Основным Показателем точности сельсинов в индикаторном ре-
жиме является погрешность следования индикаторной дистанцион-
ной передачи Погрешность следования — это отклонение угла по-
ворота ротора сельсина-приемника от угла поворота сельсииа-дат-
чика в положении согласования.
В зависимости от погрешности следования сельсины, работа-
ющие в индикаторном режиме, подразделяют на четыре класса точ-
ности. У сельсинов высшего класса точности погрешность следова
ния не превышает ±30', у сельсинов низшего класса достигает ±90'.
Погрешность, вносимая сельсином-датчиком в погрешность сле-
дования индикаторной дистанционной передачи, обусловлена в ос-
новном технологическими факторами (асимметрия обмоток, нерав
номерность магнитной проводимости но осям и т. д.). Погрешность,
вносимая сельснном-прпемпиком, определяется моментом трения в
подшипниках и в контактном узле щетки-кольца, моментом статиче-
ского небаланса ротора, зубцовыми реактивными моментами и тех-
нологическими факторами.
В процессе эксплуатации на точность передачи влияют колеба1
ние напряжения питания и сопротивление линии связи сельсинов.
Уменьшение напряжения приводит к уменьшению потока возбужде-
ния и э.д.с. обмоток синхронизации £тах. Увеличение расстояния
между сельсинами и сопротивления линии связи снижает ток в об-
мотках синхронизации /и1;1Х н эквивалентно увеличению сопротивле-
ния Как видно из (6.18’), (6.21 )и (6.22), в обоих случаях умень
шаются максимальный и удельный синхронизирующие моменты и
точность передачи. Резкое снижение точности передачи наступает
при появлении нагрузки на валу приемника (см. рис. 6,6, б: AfCT =
= Л1Т+AIimrp).
При быстром изменении угла поворота ротора сельсина-датчика
ротор сельсина приемника некоторое время совершает колебания
относительно нового положения устойчивого равновесия. Время ус-
покоения ротора сельсина приемника в индикаторном режиме при
начальном paccoi ласоваиии 6=180° не должно превышать 3 с.
Электромагнитное темпфированпе колебаний происходит за
счет наведения эд.с вращения в обмотках синхронизации сельсина-
приемника, что вызывает дополнительные токи и демпфирующий
момент. Сельсин-приемник при колебаниях ротора можно рассмат-
ривать как однофазный асинхронный двигатель с пульсирующим по
током возбуждения и вторичной обмоткой (обмоткой синхрониза-
ции), замкнутой через обмотку синхронизации датчика. Как изве-
стно (см. § 3.2), момент такого двигателя может быть направлен
166
как встречно, так и согласно с угловой скоростью ротора в зависи-
мости от соотношения активных и индуктивных сопротивлений об-
моток. У большинства сельсинов соотношение выбирают из условия
получения наибольшего удельного момента. При этом демпфиру-
ющий момент оказывается шбо очень слабым, либо вообще не тор-
мозным, а вращающим и колебания сельсина-приемника не зату-.
хают. Укладка на роторе сельсина-приемника демпферной обмотки,
магнитная ось которой перпендикулярна оси обмотки возбуж-
дения, приводит к у меньше- _____________________________
нпю соотношения эквпва
лентного активного и индук-
тивного сопротивлений об
мотки синхронизации по по-
перечной оси и тем самым к
получению демпфирующего
момента требуемых знака в
значения.
Механическая энергия ко
лебаний ротора приемника,
преобразованная в электро-
магнитную, рассеивается при
прохождении дополнительных

Рис. 6.7
токов не только на активных сопро-
тивлениях обмоток приемника, но и датчика. Поэтому датчики так-
же целесообразно изготовлять с демпферными обмотками.
В ряде случаев в индикаторном режиме сельсины работают при
вращении их роторов с относительно высокими угловыми скоростя-
ми. Э.д.с. вращения, наводимая в обмотке синхронизации, приво-
дит к уменьшению синхронизирующего момента, что отрицательно
сказывается на точности передачи угла. Как показано в [34], при
малых углах рассогласования и диапазоне угловых скоростей рото-
ра, не превышающем 0,2 .от расчетной синхронной, изменением син-
хронизирующего момента можно пренебречь. Дальнейшее увеличе-
ние угловой скорости ротора приводит к су шественному уменьше-
нию синхронизирующего момента.
Иногда требуется передать па расстояние угловую величину не
в одно, а в несколько мест, например когда положение какого-либо
регулирующего органа необходимо передать на главный пульт уп-
равления и местные наладочные пульты и т. д Тогда к одному дат-
чику подключают несколько сельсинбв-прнемииков. Такой режим
называют многократным приемом (рис. 6.7)
Пусть к датчику подключено п однотипных с ним приемников
Согласно (6.18), синхронизирующий момент пропорционален току
обмотки синхронизации /1Пах- Так как приемники подключены к дат-
чику параллельно, то синхронизирующий момент приемника будет
в п раз меньше момента датчика, поскольку
Лилах ^лпих/^ •	,	(6.23)
В силу снижения моментов у сельсинов-приемников точность пе-
редачи будет значительно снижена
167
Чтобы сохранить синхронизирующий момент приемников, вы-
бирают сельсин-датчик в п раз -мощнее сельсина приемника, т. е.
сопротивление его обмотки синхронизации будет в п раз мень
ше сопротивления обмотки синхронизации Zn каждого сельсина-
приемника В общем случае
отс = шс0	2	,	(6.24)
1 + nk
где /«со — удельный момент при работе одного приемника от одно-
типного датчика; ft==ZA/ZD
Для получения большей точности передачи угла сельсины-при-
емники следует выбирать одинаковыми.
Рис. 6 8
В рассмотренных схемах при синфазном питании датчиков и
приемников сельсин-датчик развивает момент, стремящийся вер-
нуть его ротор в исходное положение. В ряде автоматических уст
ройств синхронная передача угла должна происходить при незна
чительном синхронизирующем моменте на валу сельсина-датчика
Например, если ротор сельсина-датчика механически связан с чув-
ствительным органом прибора, то синхронизирующий момент дат-
чика сказывается на точности самого прибора. Для компенсации
этого момента в цепь обмоткн возбуждения включают фазосдвига
ющий конденсатор С (рис. 6.8, о). Фазы магнитных потоков возбуж-
дения в СД и СП оказываются сдвинутыми на угол 0, что приводит
к снижению момента датчика (рис. 6 8, б).
§64 ТРАНСФОРМАТОРНЫЙ РЕЖИМ РАБОТЫ СЕЛЬСИНОВ
Для передачи углового перемещения или вращения на расстоя-
ние с преодолением значительного момента сопротивления исполь-
зуют сельсины, работающие в трансформаторном режиме. При этом
по линии связи передается незначительный по мощности сигнал, за-
тем сигнал усиливается, приводит во вращение исполнительный
двигатель, который, перемещая объект управления, одновременно
уменьшает угол рассогласования между сельсином-датчиком и сель
сином приемником
168
На рис. 6.9 приведена схема сельсинов, работающих в трансфор-
маторном режиме. Обмотка возбуждения сельсина-датчика, как и
при индикаторном режиме, подключена к питающей сети и служит
для создания в магнитной системе машины пульсирующего магнит-
ного потока. Обмотки синхронизации датчика и приемника соедине
вы между собой строго соответственно линией связи. Однофазная
обмотка трансформаторного сельсина-поиемника предназначена для
выработки сигнала (напря-
жения), зависящего от угла
рассогласования О = 0Д—6п,
и называется обмоткой
управления.
В трансформаторном ре
жиме согласованным назы-
вают такое состояние схемы,
когда э. д. с. обмотки управ-
ления сельсина-приемника
равна нулю. При этом (рис.
6.9) поюжение обмотки
управления приемника огно
сителыю его обмотки синхро-
низации отличается на 90°
от положения обмотки воз-
Рис. 6.9
буждения датчика относи-
тельно его обмотки синхронизации. Угол поворота приемника 0П
отсчитывают от этого положения.
Пульсирующий магнитный поток обмотки возбуждения датчика
индуцирует в обмотке синхронизации фазные э.д.с. Ёд), Т?д2 и Ёд3,
которые могут быть определены по (6.1). Если пренебречь сопротив-
лением линии связи и считать, что сопротивления обоих сельсинов
одинаковы, т. с Z;(=Zn=Z, то под действием э.д.с. в цепи обмотки
и линии связи возникнут токи
/ ^ax.cose / Jn»12Lcos(e 120°),
1 2Z д	2Z
(6.25)
/3=-^-со5(вд+120°).
Токи, проходя по обмотке синхронизации приемника, создают
фазные м.д.с. Fni, Fn2 и 'Епз- Значение м.д.с. на пару полюсов опреде-
ляют по формуле (6.9).
Результирующую м.д.с. можно найти по методу двух реакций.
Для этого определим продольную Fua и поперечную Ёп<7 составля-
ющие, проецируя м.д.с. Ful, Fu2, F„3 на продольную d и попереч-
ную q оси сельсина при повороте ротора приемника на угол 0Е и ро-
тора датчика на угол 0д от согласованного положения.
Продольная составляющая
6—Ю23	169
Fna=Fai cos е„4-Л,2 COS (6,, — 120e)4-F„3 cos (0,,+120°),
или
Л<г=-|-ЛПах cose,	(6.26)
где ^=1.8-^-^.
Аналогично, поперечная составляющая
Q
FI1?=---— Fraaxsin6.	(6.27)
Результирующая м.д.с.
= ^ах-	(6-28)
Как следует из (6.26) — (6.28), результирующая м.д.с. обмотки
синхронизации приемника представляет собой пространственный
3 с
вектор постоянном длины — гтах, повернутый относительно про-
дольной оси d приемника на угол, равный углу рассогласования 0,
но с противоположным знаком.
Это значит, что при повороте ротора датчика па угол 0Д вектор
результирующей м.д.с. обмотки синхронизации приемника повора-
чивается относительно этой обмотки на угол, равный 0Д, но в проти-
воположную сторону.
Результирующая м.д.с. создает магнитный поток Фя, который
взаимодействует с обмоткой управления сельсина-присмника и на-
водит в пей выходную э.д.с.
£‘y=^ymaxsin °.	(6-29)
где fymax соответствует совпадению направления вектора результи-
рующей м.д.с. с осью обмотки управления сельсина приемника.
Фаза выходной э.дс. меняется дискретно на 180° через 180° уг-
ла поворота ротора. На рис. 6.10 показана зависимость выходной
э.д.с. Еу сельсина-приемника от угла 0.
Для получения синусоидальной зависимости Ey=f(0) необхо-
димо, чтобы индукция в воздушном зазоре сельсина была распреде
лена строго по синусоидальному закону, чего достигают выбором
соответствующих схем обмоток статора и ротора, воздушного зазо-
ра, чисел пазов ротора и статора и тщательной технологией изго-
товления.
В трансформаторном режиме сельсины в зависимости от погреш-
ности передачи углового перемещения делятся па семь классов
точности. У сельсинов высшего класса точности погрешность сле-
дования не превышает ±0,Г, у сельсинов низшего класса — дости-
170
гает ±30' Выпускаются в основном сельсины с максимальной по-
грешностью от ±5' до ±30'.
Уменьшение максимально допустимых погрешностей сельсинов,
работающих в трансформаторном режиме, по сравнению с сельси-
нами, работающими в индикаторном, объясняется тем, что точность
работы сельсинов в трансформаторном режиме определяется толь-
ко их магнитной и электрической симметрией, а не значениями па-
разитных моментов на валу.
Важной характеристикой сельси-
нов при работе в трансформаторном
режиме является крутизна сельси-
на-приемника при заданном сопро-
тивлении нагрузки ZIiarp, т. е. изме-
нение выходного напряжения Uy,
приходящееся на единицу угла рас-
согласования от положения согласо-
вания трансформаторной дистанци-
онной передачи. Крутизну определя-
ют при 0<5°; она характеризует
угол наклона выходной характери-
стики в начале координат (В/град):
- 5С=(Д £Д.7Д6г)е=о,
(6.30)
или (В/рад)
Sc=(rfZ7v/d6)e_o.
где йу —Ёу — /у Zy
=	- --- (/у — ток в обмотке управления
1 + £у/±нагр
приемника; Zy сопротивление обмотки управления приемника).
Чувствительность и точность работы сельсинов в трансформа-
торном режиме тем выше, чем больше Sc. Это можно объяснить сле-
дующим образом. Технологические погрешности и разброс парамет-
ров датчика и приемника приводят к тому, что в согласованном по-
ложении системы (0=0) на выходе приемника появляется добавоч-
ное напряжение б/ЛОб, которое имеет в общем случае две составля-
ющие: напряжение ошибки (70ш, совпадающее по фазе с выходным
напряжением (7У, и остаточное напряжение (7о.с с фазовым сдви-
гом 90° Напряжение ошибки может быть скомпенсировано выход-
ным напряжением йу путем дополнительного поворота ротора при-
емника па угол, при котором Uy— UQV1. Это значит, что исполни-
тельный двигатель системы повернет объект управления и ротор
приемника па угол 0п¥=0д> т. е. появится угловая ошибка (погреш-
ность следования) Д0т=С/ош/5г
Увеличение расстояния между сельсинами и соответственно со-
противления линии связи обусловливает уменьшение тока в обмот-
ках синхронизации, снижение Еу и 5С (рис. 6.10). Изменение сопро-
тивления нагрузки в цепи обмотки управления сельсина-приемника
тоже сказывается на значении 5С, так как меняются внутреннее
падение напряжения fyZy и реакция обмотки управления Фп, а при
6*	171
емкостном характере нагрузки возможно явление резонанса напря-
жении в выходной цепи. Влияние сопротивления нагрузки на зна-
чение Sc имеет такой же характер, как у асинхронных тахогенера-
торов на значение крутизны ST (см. рис. 5.8). Кроме того, значение
Sc прямо пропорционально амплитуде напряжения возбуждения
датчика. У современных сельсинов при ZHarp»Zy крутизна состав-
ляет 0,5—2 В/град.
§ 6.5. СХЕМА ИНДИКАТОРНОЙ ПЕРЕДАЧИ
С ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНЫМ СЕЛЬСИНОМ
При решении ряда задач бывает необходимо автоматически
складывать и вычитать угловые величины или, если в качестве уг-
лов задавать логарифмы других величин, производить умножение
и деление. Для этого использ\ ют дифференциальный сельсин, кото-
рый в схемах служит либо приемником двух датчиков, либо вторым
датчиком.
Рис б 11
На рис. 6.11 представлена схема индикаторной передачи с диф-
ференцпа 1ьным сельсином ДС (заключен в пирихпуиктирную рам-
ку). Обмотки возбуждения индикаторных сельсинов СД} и СД?
подключены к однофазной сети. Обмотка синхронизации СД( со-
единена линией связи со статорной обмоткой ДС\ обмотка СД2— с
роторной обмоткой ДС также линией связи.
Пусть система находится в исходном согласованном положении,
т. е. 0.(1 = 0д2=6ц=0. Тогда под действием пульсирующего магнит-
ного потока, создаваемого обмоткой возбуждения СД(, в обмотке
синхронизации этого сельсина наведутся э.д.с. £-иь Диг. Диз- Так
же как и в трансформаторном режиме, возникнут токи /Д1Ь /Д12, Лиз,
которые, проходя по обмотке статора дифференциальною сельси-
на, создадут пульсирующую м.д.с. статора Fc. Вектор Fc занимает
относительно обмотки статора ДС такое же угловое положение, что
и обмотка возбуждения СД} относительно его обмотки синхрониза-
ции.
172
"—
Аналогичные явления вызываются в схеме датчиком СД2, в то-
ки 7д21, /д22> /дгз, проходя по обмотке ротора дифференциаль-
ного сельсина, создадут результирующую м.д.с. ротора Лр. Вектор
занимает относительно обмотки ротора ДС такое же угловое по-
ложение, как и обмотка возбуждения СД2 относительно его обмотки
синхронизации. Следовательно, в исходном положении направле-
ния м.д.с. Fc и Г,, совпадают.
Под действием м.д.с. Fc и в воздушном зазоре дифференци-
ального сельсина возникнут магнитные потоки Фс и Фр, направле-
ния которых совпадут с па
правлениями м.д.с. Fc и Гр.
Па рис. 6.12, а представлена
пространственная диаграм-
ма потоков фс и Фр при 0д1 —
— 9д2==0п=О.
Если совместить продоль-
ную ось d дифференциально-
го сельсина с направлением
вектора Фс, то проекции
м.д.с. и потоков на попереч-
ную ось q будут равны нулю.
Следовательно, согласно
(6.17) будет равен пулю и синхронизирующий момент (ротор ДС
будет находиться в покое).
Если теперь повернуть ротор сельсина-датчика СД\ по часовой
стрелке па угол а ротор сельсина-датчика СД2—против часо-
вой стрелки па угол О.|2, то результирующие потоки Фс и Фг, как и
в трансформаторном режиме, повернутся на эти же углы в проти-
воположные стороны: поток статора Фс — па угол fi;li и поток ро-
тора Фр — на угол 0д2. Пространственное расположение данных по-
токов показано на рис. 6.12, б.
В этом положении появляются поперечные составляющие м.д.с.
п потоков, значения которых будут пропорциональны sin(6ni+0,i2).
В дифференциальном сельсине возникает синхронизирующий мо-
мент, который повернет ротор ДС на угол 6п=0д1+0д2- При этом
потоки Ф, п Фр опять совпадут по направлению и синхронизиру-
ющий момент исчезнет. Таким образом, ротор дифференциального
сельсина отработает сумму углов сельсинов-датчиков СД2 и СД\.
Аналогично можно показать, что если оба сельсина-датчика по-
вернуть в одну сторону, то угол поворота ротора дифференциаль-
ного сельсина будет равен разности углов датчиков (рис. 6 12, в).
§ 6.6. СХЕМА ИНДИКАТОРНОЙ ПЕРЕДАЧИ С УСИЛЕНИЕМ МОМЕНТА
Схема дистанционной передачи углового перемещения объек-
там со значительным моментом сопротивления при использовании
сельсинов, работающих в трансформаторном режиме, усложняется
173
за счет усилителей следящей системы. Специальные электрические
микромашины — совмещенные сельсины-двигатели -— позволяют
осуществлять усиление момента на приемном валу по сравнению с
моментом иа задающем непосредственно в индикаторном режиме.
Сельсин-двигатель является комбинацией контактного или бес-
контактного сельсина и исполнительного асинхронного двигателя с
полым немагнитным ротором.
/ 2 J
Рис. 6 13
Рис. 6.14
На рис. 6.13 изображена схема конструкции контактного сельси-
на-двигателя. Полый немагнитный ротор / размещен в расточке
между внешним статором 2, на котором расположена обмотка син-
хронизации, и внутренним статором 3, на котором расположена об-
мотка возбуждения сельсина Полый ротор связан через замедля-
ющий редуктор 4 с ватом сельсина 5 и тем самым с объектом управ-
ления и внутренним статором.
Схема с усилением момента (рис. 6.14) работает следующим
образом. В качестве датчика СД используют обычный сельсин, в ка-
честве приемника СП — сельсин-двигатель. При согласованном по-
ложении сельсинов магнитные потоки возбуждения и синхрониза-
ции СП направлены по продольной оси. Результирующее поле сов-
мещенной машины — пульсирующее, полый ротор неподвижен. Ес-
ли задать на сельсине-датчике какое-либо угловое перемещение, то
в сельсинах появляется поперечный магнитный поток, созданный по-
перечными составляющими м.д.с обмоток синхронизации 2 (см.
§ 6.3). В совмещенном сельсине-двигателе теперь образуются два
магнитных потока ф,/ и Ф9, имеющих пространственный и времен-
ной (за счет емкости С) сдвиги. Результирующее поле — враща-
ющееся. Полый ротор /, как в обычном асинхронном двигателе,
начинает вращаться и разворачивать на заданный угол объект уп-
равления. Одновременно через редуктор поворачивается внутрен-
ний статор 3 сельсина-двигателя, уменьшая рассогласование. От
работка угла прекращается, когда угол рассогласования между
сельсинами станет равным нулю, так как результирующее поле СП
вновь станет пульсирующим.
174
Из изложенного ясно, что в совмещенном сельсине-двигателе
использован пространственный способ регулирования скорости ис-
полнительных асинхронных двигателей. При такой схеме работы
сельсинов удалось получить удельный синхронизирующий момент
на выходном валу сельсина-приемника порядка 1 Н-м/град, что
значительно превышает момент, развиваемый обычными сельсина-
ми. Усиление момента происходит за счет мощности, потребляемой
обмоткой возбуждения сельсина-двигателя из сети.
§ 67. ПРИМЕНЕНИЕ СЕЛЬСИНОВ
Все описанные режимы работы сельсинов применяют в устрой-
ствах автоматики и телемеханики, приборах дистанционного управ-
ления и др. Рассмотрим не-
сколько примеров использо-
вания сельсинов.
Сельсины, работающие в
индикаторном режиме, как
указывалось, применяют для
передачи углового или ли-
нейного перемещения па
пульт управления. На рис.
6.15 представлена схема пе-
редачи положения управля-
ющего стержня ядерного ре-
актора. Управляющий стер-
жень реактора через рееч-
ную передачи РП, прсобра-	Рис. 6.15
зующую линейное перемеще-
ние в угловое, механически связан с ротором сельсина-датчика СД.
Сельсин-приемник СП находится на пульте управления реактора.
На валу его ротора закреплена стрелка указателя положения
стержня. Сельсины между собой связаны электрической линией
связи. Выбрав соответствующую систему зубчатых передач, можно
добиться высокой точности индикации положения стержня.
Нередко сельсины в индикаторном режиме работают при непре-
рывном вращении датчика и приемника. Примером может служить
схема передачи данных курсового угла из антенны в индикаторное
устройство радиолокационной станции РЛС [33]. Схема такого уст-
ройства представлена па рис. 6.16
Вал антенны А приводится во вращение двигателем ИД и свя-
зан с ротором сельсина-датчика СД через ускоряющий редуктор
Ред1 с передаточным числом i=30.
Ротор сельсина-приемника СП через замедляющий редуктор
Ред2 с передаточным числом i—30 связан с механизмом вращения
отклоняющей катушки МВК (катушка обозначена ОД). Обмотки
возбуждения сельсинов подключены к сети переменного тока
(115 В, 427 Гц).
175
Сельсии-приемник вращается синхронно и синфазно с сельси-
ном-датчиком, обеспечивая синхронное и синфазное вращение ли-
нии развертки сигнала на экране индикатора с антенной РЛС
Рассмотрим идеальный случай, когда к.п.д. редукторов равен
единице, а их погрешность передачи углового перемещения — нулю.
Применение ускоряющей передачи в антенне и замедляющей пе-
редачи в индикаторе
уменьшает момент со-
противления, создавае-
мый механизмом вра-
щения катушки М К
на оси сельсина прием
ника, в i раз, т. е. в
данном случае в 30 раз,
а погрешность переда-
чи курсового угла, свя
занпую с моментом со-
противления от МВК,—
в I2 раз. Это объясняет-
ся тем, что в i раз
уменьшается погреш-
ность СП от указанно
го момента сопротивле-
ния и в i раз уменьша-
ется погрешность поло-
жения ротора СП, при-
веденная к валу антен-
ны.
По введение такой
Рис. 616	передачи приводит к
потере свойства само-
синхронизации системы. Пусть сельсин-датчик СД рассогласован
с сельсином-приемником СП (в результате, например, снятия пи-
тания) С подачей питания вал МВК может запять одно из устой-
чивых положений, когда момент сельсина-приемника равен нулю.
При принятых передаточных числах определенному положению ан-
тенны А могут соответствовать 30 устойчивых положении отклоня-
ющей катушки, различающихся на углы, кратные 12°, так как за
каждые 12° угла поворота ОК ротор сельсина-приемника соверша-
ет полный оборот (360°) и вновь попадает в положение устойчи-
вого равновесия относительно сельсина-датчика. Для осуществле-
ния самосинхронизации в системе применена цепь автоматической
самосинхронизации, состоящая из двух синусно-косинусных вра-
щающихся трансформаторов ВТ СК (см. гл 7), связанных меха-
нически с антенной и отклоняющей катушкой, реле и релейного
усилителя У].
Статорные обмотки ВТСК В\В% подключены к питающей сети
переменного тока (115 В, 427 Гц); обмотки В3В4 замкнуты нако-
ротко для симметрирования ВТСК. Роторные обмотки С\С2 вклю-
176
чены но схеме сравнения сигналов. Напряжение с этих обмоток по-
дается па релейный усилитель У\, нагрузкой которого является
реле Р\.
Когда антенна и отклоняющая катушка вращаются синхронно и
синфазно, то сигнал на выходе роторных обмоток ВТСК. близок к
нулю и реле разомкнуто. При рассогласовании вращения на угол
0±5° появляется сигнал рассогласования, реле Pi срабатывает и
обмотка синхронизации сельсииа-приемпика замыкается на сопро-
тивление R\~ 100 Ом (для быстрой остановки). Сельсин-приемник
будет в покос, пока антенна не придет в соответствующий сектор.
Когда ось диаграммы излучения антенны совпадет по фазе с линией
Рис. 6.17
развертки сигнала, реле Pi потеряет питание, отпустит контакты,
обмотки синхронизации сельсинов соединятся и сельсин-приемник
вновь начнет вращать отклоняющую катушку синхронно и син-
фазпо с антенной.
В дистанционных передачах систем автоматики часто требуется
значительный момент на управляемом валу при незначительном
моменте на управляющем валу. В таких системах используют сель-
сины, работающие в трансформаторном режиме.
На рис. 6.17 изображена схема следящей системы с сельсинами
в трансформаторном режиме. Выходное напряжение сельсина-при-
емника через электронный усилитель ЭУ поступает на исполнитель-
ный двигатель ИД, который поворачивает объект управления ОУ,
а вместе с ним и ротор сельсина-приемника па угол, заданный дат-
чиком. После поворота ОУ н ротора приемника на угол 0П = 0Д маг-
нитный поток сельсина-приемника Ф„ вновь будет перпендикулярен
оси обмотки управления, выходное напряжение станет равным ну-
лю п система будет находиться в новом положении устойчивого
равновесия
ГЛАВА 7
ВРАЩАЮЩИЕСЯ ТРАНСФОРМАТОРЫ
§ 7.1.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И КЛАССИФИКАЦИЯ
Вращающимися трансформаторами называют электрические
микромашины переменного тока, предназначенные для преобразова-
ния угла поворота 0 в напряжение, пропорциональное некоторым
функциям угла (например, sin 0 или cosO) или самому углу пово-
рота ротора. Вращающиеся трансформаторы (ВТ) применяют в
электромеханических вычислительных устройствах, предназначен-
ных для решения тригонометрических задач и преобразования ко
ординат; в аналого-цифровых преобразователях типа «угол — ам-
плитуда— код» и «угол — фаза — код»; в системах дистанционной
передачи угла повышенной точности и в качестве датчиков обратной
связи по углу в цифровых следящих системах и системах програм
много управления промышленными роботами и автоматами
Возможно несколько режимов работы вращающихся трансфор-
маторов в зависимости от схемы включения их обмоток:
1)	синусно-косинусные (ВТСК), у которых выходное напряже-
ние одной обмотки пропорционально синусу угла поворота ротора,
а другой обмотки — косинусу угла поворота ротора;
2)	линейные (ВТЛ), у которых выходное напряжение пропор-
ционально углу поворота ротора;
3)	масштабные (ВТМ), у которых выходное напряжение пропор
ционально входному и коэффициент пропорциональности (масштаб)
определяется углом поворота ротора;
4)	датчики и приемники трансформаторных дистанционных пе-
редач угла (ВТДП), выполняющие функции, аналогичные функци-
ям трансформаторных сельсинов;
5)	преобразователи координат, осуществтяющие поворот осей
декартовой системы координат или переход к полярной системе ко-
ординат (построители);
6)	первичные преобразователи угла для индукционных фазо-
вращатечей, осуществляющих преобразование пространственного
угла во временной.
Основным требованием, предъявляемым к вращающимся транс-
форматорам, является максимальная точность преобразования уг-
ла в напряжение по заданному функциональному закону. Показа
тели точности, характерные для конкретных режимов работы ВТ,
приведены в § 7 6
В зависимости от условий применения к вращающимся транс-
форматорам могут быть предъявлены также требования, изложен
ные в § В 2
§ 7.2.	КОНСТРУКЦИЯ ВРАЩАЮЩИХСЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Вращающиеся трансформаторы в основном являются двухпо-
люсными машинами. Однако в аналоговых и аналого-цифровых си-
стемах дистанционной передачи угла повышенной точности приме-
няют и многополюсные вращающиеся трансформаторы.
В настоящем параграфе конструкция вращающихся трансфор-
маторов рассматривается на примере двухполюсных.
Рис. 7 1
Вращающиеся трансформаторы по конструкции и наличию
скользящего контакта подразделяют на контактные и бесконтакт-
ные.
Па рис. 7.1 показана конструктивная схема контактного враща-
ющегося трансформатора. Сердечники статора 1 и ротора 3 соби-
рают из листов электротехнической стали или пермаллоя матери-
ала с малым магнитным сопротивлением. Листы отделяют друг от
друга изоляционным лаком. Вращающиеся трансформаторы, пред-
назначенные для работы на входе схем и получающие питание не-
посредственно от сети с неизменным напряжением, можно выбирать
с магнитопроводом статора и ротора из электротехнической стали.
Вращающиеся трансформаторы, предназначенные для работы в се-
редине пли на выходе схем, следует выбирать с магннтопроводом
из пермаллоя, так как их входные напряжения могут меняться в
широких диапазонах. Изменение напряжения влияет на степень
насыщения магнитопровода, а значит, и на значение магнитного со-
противления и параметры машины. Для предотвращения измене-
ния параметров машины и связанных с этим ошибок преобразова-
ния магнитное сопротивление магнитопровода должно быть при
любых режимах значительно меньше постоянного магнитного со-
противления воздушного зазора между статором и ротором. Данное
условие соблюдается при использовании пермаллоя
В пазах сердечников статора и ротора размещают по две рас-
пределенные обмотки, сдвинутые между собой на 90°. Обмотки
статора 2 выполняют обычно одинаковыми, т. е. с одинаковым чис-
170
лом витков, с одним сечением обмоточного провода и по одной схе-
ме Одинаковыми изготовляют и роторные обмотки 4. Пространст-
венное размещение обмоток показано на рис.7.2,д: В\В2— обмотка
возбуждения; В3В4 — квадратурная обмотка; С|С2 и K\Kz — си-
нусная и косинусная обмотки Возможны два варианта расположе-
ния обмоток: возбуждения и квадратурная (первичные) па стато-
ре, синусная и косинусная (вторичные) на роторе, и наоборот.
В дальнейшем при рассмотрении принципа работы и характеристик
за основу принят первый вариант расположения обмоток (рис.
7.2, 6). Отсчет угла поворота ротора 0 производят от оси синусной
обмотки до оси квадратурной обмотки.
Концы статорных обмоток подводят непосредственно к соедини-
тельным колодкам. Концы роторных обмоток вращающихся транс-
форматоров контактного типа выводят через токосъемное устрой-
ство— четыре контактных кольца 5 и щетки 6 (см. рис. 7.1).
В бесконтактных вращающихся трансформаторах напряжения
с обмоток ротора можно снимать (подавать) двумя способами: с
помощью четырех спиральных прхжип, один конец которых закреп-
лен на статоре, другой — на роторе, и с помощью переходных коль-
цевых трансформаторов (по типу бесконтактных сельсинов,
см. § 6.2).
В первом случае угол поворота ротора ограничен в пределах
1,8 2 оборота, во втором — не ограничен. Устранение скользящих
контактов повышает надежность и точность вращающихся транс-
форматоров.
Конструкция вращающихся трансформаторов и технология их
изготовления должны обеспечивать при повороте ротора изменение
взаимоиндуктивностп между обмотками статора и ротора по зако-
ну, наиболее близкому к идеатьной синусоиде Допустимые погреш-
ности во многих случаях пе должны превышать 0,005%, т. е. орди
наты действительной кривой изменения взаимоиндуктивностп от
угла поворота ротора в любой точке не должны отличаться от орди-
нат синусоиды более чем на 0,00005 ее амплитудного значения.
Вращающиеся трансформаторы изготовляют в основном с поми-
нальной частотой не ниже 400 Гц.
§ 7.3.	СИНУСНО-КОСИНУСНЫЕ ВРАЩАЮЩИЕСЯ ТРАНСФОРМАТОРЫ
В дальнейшем принцип работы вращающихся трансформаторов
рассматривается на примере двухполюсных. Полученные результа-
ты справедливы и для симметричных многополюсиых вращающих
ся трансформаторов, если характеристики рассматривать в функ-
ции электрического угла 0э=р0.
Принцип работы вращающихся трансформаторов рассмотрим на
примере получения синусной функции угла поворота ротора (синус-
ный вращающийся трансформатор, рис. 7.3, а). В этом режиме ста
торная обмотка возбуждения В\В2 присоединена к источнику пере-
менного напряжения U\. Роторная обмотка С\С2 подключена к
внешней нагрузке, характеризуемой сопротивлением _ZHai-p.c=
180
= /?нагр.с+Дпагр.с. Выводы обмоток В[В2 и К\К2 разомкнуты и об-
мотки не принимают участия в работе ВТ (на рис. 7.3 отсутствуют).
Допустим, что конструкция и технологическое исполнение обес-
печивают строгую синусоидальность изменения взаимоиндуктивно-
сти между обмотками С^С2 и BJi2 в зависимости от угла поворо-
та ротора 0. Тогда
ЛТ = Л4тзх sin 6,	(7.1)
где Л11ПЙХ — максимальная взанмоиндуктивность, соответствующая
совпадению осей обмоток СХС2 и BiB2.
Рис. 7.3
Поскольку максимальная взанмоиндуктивность пропорциональ-
на произведению чисел витков индуктивно связанных катушек,
уравнение (7.1) можно преобразовать:
Л1=Л w2 sin 6,	(7.2)
где Л—магнитная проводимость, значение которой не зависит от
утла поворота ротора вследствие равномерности воздушного зазо-
ра; a'j — число эффективных витков первичных обмоток В{В2 и
В3б4; w2 — число эффективных витков вторичных обмоток С\С2
и КуК2.
На основании уравнения (7.2) можно утверждать, что характер
изменения взаимоиндуктивностп М останется прежним, если число
витков обмотки С[С2 рассматривать (рис. 7.4) как геометрическую
сумму «продольных витков» a’ssinfl, ось которых совпадает с осью
обмотки В[В2, и «поперечных витков» it's cos 0, ось которых перпен-
дикулярна оси обмотки BtB2. Это позволяет заменить схему
рис. 7.3, а эквивалентной схемой рис. 7.3, б. Собственное сопротив-
ление обмотки С[С2 при этом также сохраняется неизменным.
Рассмотрим два режима работы такого вращающегося транс-
форматора.
181
1. Работа при холостом ходе (Zu*rp.c =00; /<=0).
Э.д.с. Ёс обмотки CiC2 определяется только потоком взаимоиндук-
ции между обмоткой В[В2 и продольными витками w’2sinf), т. е.
ТОЛЬКО продольным ПОТОКОМ Фа. При этом
EjEB=w2 sin 6/W! = йтр sin 0,	(7.3)
где Еп — э.д.с. обмотки возбуждения (EB=»t/i); krV—w2lwx— коэф-
фициент трансформации (отношение чисел эффективных витков)
Следовательно,
Ёс= k.[V Ёп sin 0,	(7.4)
т. е. э.д.с. обмотки С\С2 при холостом ходе вращающегося транс-
форматора в рассматриваемой схеме является синусоидальной
функцией угла поворота ротора б.
2. Работа при н а г р у з к е (7нагр.су=о°: Лэ^О) Продольный
поток Ф(, создается совместным действием м.д.с. обмотки возбуж-
дения В|В2 и м.д.с. продольных витков ffi'2sin6 и примерно равен
потоку в режиме холостого хода. Индуцируемая им в продольных
роторных витках э д. с. взаимоиндукции определяется, как и в слу-
чае холостого хода:
ЁсЛ1 = АтрЁв sin 6.	(7.5)
Ток /с. проходя по поперечным виткам k,'2cos0, создает попереч-
ный Ф,с> который не сцеплен с обмоткой BiB2, и, значит, не
может быть скомпенсирован за счет увеличения тока в ней. Ноток
Ф,/С индуцирует в поперечных витках э. д. с. самоиндукции
ЁС£=	(7.6)
где оц —угловая частота напряжения питания; L — индуктивность,
пропорциональная квадрату числа витков и магнитной проводимо-
сти Л:
Z.=(m,cosO)2 А.	(7.7)
Полная э.д.с., индуцируемая в обмотке С|С2, представляет со
бой сумму э.д.с. взаимоиндукции и самоиндукции:
Ёс=ЁсЛ! + Ёс£=Атр'Ёй51П 0 — / ид/с (®2 cos О)2 Л.	(7 8)
Ток синусной обмотки
Ё~Ёс/(^на1ф с-г Zc),	(7.9)
где Zc =/?<•+/Хс — комплексное сопротивление синусной обмотки
(Вс—активное сопротивление; — индуктивное сопротивление
рассеяния).
Из (7.8) с учетом (7.9) находим
- ATp£Bsin6
1 +6cos2« ’
(7.10),
182
где комплексный множитель
\2	2
ь>1 Wz А	_	w,;1
~~Z	_|_z	~7р	л. j(x й у \ 
Из уравнения (7.10) следует, что при нагрузке синусного вра-
щающегося трансформатора происходит искажение синусоидаль-
ного характера зависимости £< от угла 0, так как в знаменателе со-
держится b cos2 0. Физически это искажение обусловлено появлени-
ем при нагрузке поперечного потока Фг/С, т. е. поперечной реакции
выходной обмотки. Для уменьшения искажения необходимо умень-
шить значение множителя 6, что может быть достигнуто при боль-
ших сопротивлениях нагрузки.
Относительную погрешность, вносимую поперечной реакцией вы-
ходной обмотки, определяют как отклонение действительной зави-
симости выходной э. д. с. от утла поворота ротора [см. выражение
(7.10)] от идеальной функциональной зависимости (синусоиды с
амплитудой /?tP/?b), взятое но отношению к амплитуде идеальной
синусоиды.
Д£-с =
й Ёв sin 6
1 + b cos2 0
b-tp Er
bcos2 0 sin0
1 + b cos- 6
(7.12)
k vEn sin 0
Действительная часть комплекса Д£с характеризует погреш-
ность отображения функциональной зависимости, а мнимая — изме-
нение фазы выходной э.д.с.
Исследование действительной части выражения (7.12) на макси-
мум показывает, что угол, при котором погрешность отобра?кения
достигает максимального значения, 0Кр~35, 144, 215°, ... .
Погрешность отображения функциональной зависимости вра
щающегося трансформатора, вызванная поперечной реакцией, по-
казана на рис 7.5, где кривая 1 идеальная синусоида, кривые 2
и 3 — выходные характеристики вращающегося трансформатора
(по 7.10) при значениях Ь, равных соответственно 0,25 и 1 Кри-
вые 4 и 5 представляют собой зависимость погрешности ДЕС от уг-
ла поворота ротора при указанных значениях Ь_и соответствуют
выражению (7 12). Графически кривая 4 получается как разность
кривых / н 2, а кривая 5 — соответственно 1 и 3.
Математическим признаком изменения фазы выходной э. д с.
является то, что множитель Ь_ в выражениях (7 12) и (7 10) есть
величина комплексная. Анализ выражения (7.11) показывает, что
при изменении значения или характера нагрузки (соотношения
Япагр.с и ХНагр.с) и угла поворота ротора меняется аргумент ком-
плекса знаменателя в (7.10). Следовательно, изменяется и сдвиг
фазы между векторами Ёс и £в. Из выражения (7.11) видно также,
что для уменьшения изменения фазы необходимо увеличивать до
лю индуктивного сопротивления (Хцагрс + Xc) в полном сопротивле-
нии цепи ротора (ZIiarpc+2c), так как при этом уменьшается аргу-
183
мент комплекса b. Наименьшее изменение фазы соответствует
чисто индуктивной или чисто емкостной нагрузке, но при этом по-
грешность отображения достигает наибольшего значения [34].
Аналогично можно рассуждать и в том случае, когда рабочей
выходной обмоткой является обмотка К1К2, а обмотка С1С2 разомк-
нута При этом взаимоиндуктивность между обмотками В1В2 и К1К2
Рис 7.6
подчиняется косинусоидальному закону и машина превращается
в косинусный вращающийся трансформатор, для которого выход-
ная э. я. с. при холостом ходе
^'к=*тр£'н cosO	(7.13)
и при нагрузке
• k,v ёк cos е
^к=	1 + b sin- 6
(7.14)
Поскольку выходное напряжение вращающихся трансформато-
ров должно строго подчиняться закону синуса или косинуса угла
поворота ротора, приходится прибегать к так называемому симмет-
рированию, т. е. устранению погрешности от поперечной реакции
выходных обмоток путем компенсации этой реакции. Симметриро-
вание вращающихся трансформаторов является также радикаль-
ным средством уменьшения изменения фазы выходной э.д.с.
§ 7.4 СИММЕТРИРОВАНИЕ ВРАЩАЮЩИХСЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ
При первичном симметрировании вращающихся
трансформаторов квадратурная обмотка B^Bt замыкается на внеш-
нее сопротивление ZtniKB (рис. 7.6,а). Иа эквивалентной схеме
184
(ряс. 7.6, б) витки этой обмотки ®| и поперечные витки обмотки
С1£\представляют собой трансформатор. Ток /с, проходя ио попе-
речным виткам w2cos О обмотки С|С2, создает магнитный поток,
сцепленный с витками ещ обмотки В3В4 В ней индуцируется транс-
форматорная э.д.с. и проходит ток /кв. Результирующий попереч-
ный поток Ф(/ определяется геометрической суммой потоков Ф9С
и Фив обеих обмоток. При малом значении ZBm.KB режим трансфор-
матора близок к короткому замыканию и взаимное размагничиваю-
щее действие обеих обмоток настолько велико, что результирую-
щий поперечный поток Ф,, стремится к нулю при любом значении
сопротивления нагрузки Znarp.c. Можно доказать, что влияние по-
перечной реакции исчезает полностью, если включить в обмотку
В3В4 сопротивление 7пш.ки = Ивш.в, где ZRur.B— внешнее сопротивле-
ние цепи обмотки возбуждения BjB2, т. е. выходное сопротивление
источника пшапия. Если вращающийся трансформатор подключен
к зажимам мощного источника питания, выходное сопротивление
которого близко к нулю, то условием первичного симметрирования
является Znm.KB = 0. Как видно, условие симметрирования от сопро-
тивления нагрузки не зависит.
Следует отмстить, что при первичном симметрировании входное
сопротивление вращающегося трансформатора зависит от угла по-
ворота ротора. Это затрудняет применение трансформаторов с пер-
вичным симметрированием в многоступенчатых схемах.
При втор и ч и ом с и м м е т р и р о в а и и и вращающегося
трансформатора, обмотка С|С2 которого подключена к зажимам
приемника с входным сопротивлением ZIiarp.c (рис. 7.7, а) включа
ется соответствующее сопротивление Z„arp.K и в цепь второй выход-
185
нон обмотки К\К2. Из эквивалентной схемы (рис. 7.7,6) видно, что
токи /с и /к, проходя по поперечным виткам a^cosO и w2 sin 0, соз
дают поперечные потоки, направленные в противоположные сто-
роны, т е. взаимно ослабляющие друг друга. Для полной компен-
сации поперечного потока (Фч = 0) необходимо равенство м. д. с. по-
перечных витков:
/с w2 cos 0 = 7К	sin 6.	(7.15)
Поскольку при полной компенсации искажение выходных ха-
рактеристик отсутствует, пренебрегая размагничивающим действи-
ем продольных витков, запишем
• kcvEKsinb
/c=~Z	-4-Z
—яаг^с Г _с
• &тр C°S 6
{к==~Z	~L~Z~
_на гр-к I —к
(7.16)
(7.17)
Подставляем (7.16) и (7.17) в выражение (7.15) и получаем
Атр£„ sinS	£•«,£„ cos О .
-=--------— W2 Cos б= — 2------------ 12'  Sin 6.
Лнагр.с	—на гр. к "Г _к
(7.18)
Равенство (7.18) справедливо только при
кагр.с
7
нагр.к
(7.19)
Выражение (7.19) является условием полной компенсации по-
перечной реакции при вторичном симметрировании.
Можно доказать, что при выполнении условия вторичного сим-
метрирования входное сопротивление вращающегося трансформа-
тора не зависит от угла поворота ротора. Действительно, если пре-
небречь намагничивающей составляющей тока возбуждения, кото-
рая во вращающемся трансформаторе от угла 0 заведомо не
зависит ввиду симметрии магнитной системы, то условием равновесия
продольных м. д. с. будет
/с иь sin 6 -|- /к cos 6 = — /н тУр	(7.20)
Подставляем в это выражение значение токов из (7.16) и (7.17):
^p£Bsln2fl ( ^p£Bcos26
Z A_Z ' Z _LZ
_нагр.сП^_с —нагр.к “—к
(7.21)
Так как условием вторичного симметрирования является равен-
ство (7 19), то
Ь2 Р
/ =------,	(7.22)
?нагр.с + ?с
186
т. ех/в не зависит от угла 6 Это можно считать признаком достиже-
ния вторичного симметрирования вращающегося трансформатора
(показание амперметра в цепи обмотки ВХВ2 на рис. 7.7, а должно
быть постоянным).
Наступление полной компенсации поперечного потока при вто-
ричном симметрировании может быть более точно зафиксировано
с помощью высокоомного вольтметра, включенного в цепь квадра-
турной обмотки ВЯВ4 (рис. 7.7, а). При полной компенсации попе-
речный поток машины равен нулю и э д. с. в квадратурной обмотке,
а следовательно, и показания вольтметра равны нулю (или близки
к нему в пределах допустимой погрешности) при любом положении
ротора
Применение вторичного симметрирования затрудняется при пе-
ременной внешней нагрузке вращающегося трансформатора, так
как ее значение входит в условие симметрирования (7.19). В этом
случае целесообразнее первичное симметрированно.
Наименьшее искажение выходных характеристик синусно-коси-
нусного вращающегося трансформатора достигается при совмест-
ном применении первичного и вторичного симметрирования.
Итак, при выполнении условий симметрирования э.д.с. выход-
ных обмоток и при нагрузке изменяются строго но закону синуса и
косинуса угла поворота ротора 0. Очевидно, по этому же закону
будут изменяться и выходные напряжения Uc и (7К, снимаемые с
зажимов обмоток CtC2 и К\К2. Напряжения С, и Гк при активном
и индуктивном характере нагрузки будут меньше соответствующих
э.д.с. холостого хода вследствие размагничивающего действия
продольных витков и падения напряжения на собственном сопро-
Ё
тивлении обмоток, например £/с=£с— ICZC=---------£.
I нагр.с
При емкостном характере нагрузки возможно явление резонан-
са и тогда иг>Ес [по аналогии с процессами в сельсинах и асин-
хронных тахогенераторах (рис. 5.7)].
Таким образом, коэффициент трансформации ВТ по напряже-
нию Kt, равный отношению наибольшего выходного напряжения к
напряжению возбуждения, несколько отличается от отношения чи-
сел витков /гтр. Фаза выходного напряжения симметричного ВТСК
отличается от фазы напряжения возбуждения на угол и дискрет-
но меняется на 180° через 180° угта поворота ротора.
При соблюдении условия симметрирования выходные напряже-
ния ВТСК па основании (7.4) и (7.13) можно определить по фор-
мулам
=	^K=^y^icos6,	(7.23)
где коэффициент трансформации по напряжению в комплексной
форме /(r.-e-'v. Точный расчет значения и фазы выходного на-
пряжения может быть выполнен по эквивалентным схемам стан-
дартными методами расчета электрических цепей [32, 34].
187
§ 7.5. ВРАЩАЮЩИЕСЯ ТРАНСФОРМАТОРЫ ЛИНЕЙНЫЙ, МАСШТАБНЫЙ,
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬ КООРДИНАТ И ФАЗОВРАЩАТЕЛЬ
Как отмечалось, вращающийся трансформатор может выпот-
нять различные функции в зависимости от схемы включения его об-
моток.
Линейный вращающийся трансформатор. Получение у вращаю-
щегося трансформатора линейной выходной характеристики сводит-
Рис. 7.8
ся к получению зависимости выходного напряжения от угла поворо-
та ротора в виде функции
f (6)=sin 0/( 1 -j- с cos 6),	(7.24)
где с — коэффициент, не зависящий от 0.
Анализ показывает, что наименьшее отклонение этой функции
от линейной зависимости в диапазоне углов от —60 до +60° дости-
гается при с=0,536 и принципиально не может быть меньше 0,06%.
Для получения описанной зависимости применяют две схемы ли-
нейных трансформаторов; с первичным и вторичным симметрирова
нием.
Линейный вращающийся трансформатор с пер-
вичным симметрированием (рис. 7.8, а). В данной схеме
соединяются последовательно и согласованно обмотка возбуждения
В В2 и косинусная обмотка К\К2. Квадратурная обмотка ВгВь за
мыкается на сопротивление ZOIU.|!B. Выходным напряжением явля-
ется напряжение на зажимах синусной обмотки С|С2. Эквивалентная
схема такого линейного вращающегося трансформатора пред-
ставлена на рис. 7.8, б. При выполнении условия первичного сим-
метрирования (обычно Z(iih.kb=0) результирующий поперечный маг-
нитный поток, создаваемый поперечными витками обмоток С\С2
188
и К\К2 и витками обмотки В3В4, равен нулю. Следовательно, э.д.с.
самоиндукции в поперечных витках обмотки С\С2 отсутствует. Про-
дольный (основной) магнитный поток Ф<; создается током Л, про-
ходящим по виткам ic'i обмотки В\В2 и продольным виткам a'acosB
обмотки KiK2, т. е. результирующая обмотка возбуждения имеет
Wi + zl'2CosO витков. Тогда э.д.с. Ё,, индуцируемая потоком Фл
в продольных витках обмотки С|С2, определяется выражением
=	,	(7.25)
и>1 -г w> cos 6
где Е[ — э.д.с. результирующей обмотки возбуждения (£i~(7i).
Рис. 7.10
Преобразуем (7.25) с учетом того, что
р —k Ё - s,n °
— «тр<Л , , ,	,
14- Атр cos 6
Уравнение (7.26) аналогично по форме выражению (7.24).
Следовательно, при йтр=0,536 выходная характеристика описан-
ного ВТЛ должна быть линейна в указанных ранее пределах
(рис. 7.9). При этом погрешность отображения функциональной
зависимости, т. е. отклонение выходной характеристики от линей-
ного закона, определяется погрешностью аппроксимации линейного
закона функцией (7.24). В реальных ВТЛ коэффициент трансфор-
мации несколько больше (порядка 0,56). Объясняется это тем, что
при выводе формулы (7.26) не учитывались собственные сопротив-
ления обмоток, которые при прохождении токов по обмоткам влия-
ют на действительное соотношение напряжений.
Так как сопротивление нагрузки ZHarp.c в выходной обмотке не
влияет на условие первичного симметрирования, то ВТЛ с первич-
W2/^I = &тр, и получим
(7.26)
189
ним симметрированием может работать при переменной нагрузке
без дополнительного искажения выходной характеристики. Выход-
ное сопротивление такого ВТЛ не зависит от угла поворота ротора.
Это существенные преимущества описанной схемы.
При включении линейных вращающихся трансформаторов с пер-
вичным симметрированием в многоступенчатые схемы следует учи-
тывать, что их входные сопротивления зависят от угла поворота ро-
тора. От этого недостатка свободна схема ВТЛ с вторичным сим-
метрированием.
Линейный в р а щ а ю щ и й с я трансформатор с вто-
ричным симметрированием (рис. 7.10). Напряжение
в данной схеме подастся на обмотку возбуждения 6iH2. Квадратур-
ная обмотка В3ВА и синусная обмотка С\С2 соединены последова-
тельно и образуют общую цепь, на зажимах которой включено на-
грузочное сопротивление 7цагр.с. Напряжение, снимаемое с этого
сопротивления, является выходным напряжением линейного вра-
щающегося трансформатора. Нагрузочное сопротивление в цепи
обмотки К|К2 должно быть подобрано так, чтобы машина была
полностью симметрирована по вторичной стороне, признаком чего
будет постоянство ее входного сопротивления.
Сопротивление 2„агр.к, обеспечивающее вторичное симметрирова-
ние, определяется из выражеиия_7/к+2/11Я11,.кг=2(7'( +7/паГр.с + 7ки),
где все сопротивления со штрихом—приведенные к числу витков
первичных обмоток. Выходная характеристика ВТЛ с вторичным
симметрированием имеет такой же вид, как и у ВТЛ с первичным
симметрированием.
Недостаток ВТЛ с вторичным симметрированием состоит в том,
что он не может быть использован в устройствах, где нагрузка
2iiarp.c переменная, так как при изменении Znarp-c нарушается усло-
вие симметрирования.
Следует отметить, что ВТ, предназначенные специально для
линейного режима, могут быть выпущены с дополнительными об-
мотками, которые повышают точность аппроксимации линейного
закона по сравнению с (7.24).
Масштабный вращающийся трансформатор Масштабные вра-
щающиеся трансформаторы должны приводить в соответствие вы
ходное напряжение предыдущей ступени схемы с требуемым вход-
ным напряжением последующей ступени без нарушения закона из-
менения напряжения. ВТМ включают по обычной схеме синусного
вращающегося трансформатора с первичным симметрированием
(см. рис. 7 6, а). Па зажимы обмотки возбуждения В|В2 подается
выходное напряжение t/| предыдущей ступени схемы. Выходное
напряжение вращающегося трансформатора б'с, снимаемое с за-
жимов обмотки С]С2, является входным напряжением для после-
дующей ступени схемы. В соответствии с (7.23) при фиксированном
угле 0 напряжение Uc изменяется пропорционально U\ с масштаб-
ным коэффициентом Ku sin 0 Требуемый масштаб передачи сигна-
ла выбирают путем поворота ротора; на корпусе ВТМ может рас-
190
полагаться зубчатая передача для плавного поворота и фиксации
углового положения ротора В описываемой схеме включения мас-
штабный коэффициент может плавно изменяться в диапазоне от О
до Ки- При использовании специальных схем включения [33] диа-
пазон плавного регулирования масштабного коэффициента может
быть увеличен.
ВТСК, работающий в режиме преобразователя координат Си-
нусно-косинусный вращающийся трансформатор можно использо-
вать для определения длины вектора и его аргумента по заданным
составляющим в декартовой системе координат, т. е. для преобра-
зования декартовых координат в полярные (схема построителя).
Работа схемы построителя (рис. 7.11) сводится к определению
гипотенузы z (как по значению, так и по углу) прямоугольного
треугольника по двум заданным катетам х и у На обмотки статора
В[В2 и В3В4 от однофазной сети переменного тока подаются напря-
жения, пропорциональные катетам: f/|~x и 11г~у. На зажимы ро-
торной обмотки С,С2 подключают вольтметр, шкала которого при
необходимости градуируется непосредственно в линейных мерах.
Вторая роторная обмотка К[Кг питает через усилитель ЗУ обмот-
ку управления У исполнительного асинхронного двигателя ИД Об-
мотку возбуждения В этого двигателя подключают через конденса-
тор к той же сети, что и статорные обмотки ВТСК Роторы испол-
нительного двигателя и вращающегося трансформатора связаны
механически через редуктор. М д. с. обмоток В^В? и В3В4 создают
неподвижные в пространстве, пульсирующие по осям обмоток маг-
нитные потоки Фп и Фкв, амплитуды которых при отсутствии насы-
щения магнитопровода пропорциональны вызвавшим их напряже-
ниям 671 и ИВ результате геометрического сложения этих потоков
возникает результирующий магнитный поток Ф, расположенный
в пространстве относительно обмоток В\В2 и В3В4 под тем же уг-
191
лом, что и гипотенуза z исходного треугольника. Очевидно, что ве
личины Фп, Ф|(В и Ф пропорциональны сторонам х, у н z треуголь-
ника.
Магнитный поток Ф наводит в обмотках ротора э. д. с. Ек и Ес.
На зажимах обмотки управления исполнительного двигателя появ-
ляется напряжение С/у. Ротор двигателя начинает вращаться и че-
рез редуктор поворачивать ротор ВТСК. Когда обмотка К1К2 зай-
мет положение, при котором
Рис. 7 13
картовой системы координат в
се ось перпендикулярна оси
магнитного потока Ф, э.д.с.
этой обмотки станет равной
нулю и ротор остановится.
При этом ось обмотки CiCa
совпадет с осью потока Ф и
вольтметр покажет макси-
мально возможное напряже-
ние Uc, которое и будет про-
порционально гипотенузе г
исходного треугольника.
Угол поворота ротора опре-
деляет угловое положение
гипотенузы относительно ка
тетов.
С помощью ВТСК мож-
но решать задачу пре-
образования одной де-
друпю при повороте их осей
(рис. 7.12). Совместим осн координат ОХ и OY исходной системы с
обмотками статора, а повернутую на угол 0 систему координат
ОХ' и ОУ' —с осями обмоток ротора. При подаче на обмотки ста-
тора B[B2 и В Вц напряжений U\ и О2 значения напряжений на об-
мотках ротора будут определяться взаимоиндукцией с обеими ста-
торными обмотками. В соответствии с (7.23) можно записать
Uc = Kv(Ux sin 0-f-£/2cos*3),	(7.27)
L/k—Ku^L/x cos 6 — U2 sin 0),	(7.28)
где Ku—коэффициент трансформации ВТСК по напряжению.
Полученные соотношения дают с точностью до масштабного ко-
эффициента известные формулы преобразования координат.
ВТСК, работающий в режиме фазовращателя. Фазовращатели,
выполненные на базе ВТСК, бывают двух основных типов: с двух-
фазным напряжением питания (с вращающимся полем возбужде-
ния) и с однофазным напряжением питания (с пульсирующим по-
лем возбуждения).
Принцип работы фазовращателя с двухфазны м питани-
е м (рис. 7.13, а) заключается в том, что на взаимно перпендикуляр-
ные первичные обмотки ВТСК полают напряжения, равные по ам-
плитуде н сдвинутые по фазе па 90°. В машине создастся круговое
192
вращающееся поле, которое наводит э.д.с. вращения в выходных
обмотках. Временная фаза этой э. д. с. по отношению к фазе напря-
жения питания строго соответствует углу поворота ротора. Схема
на рис. 7.13, а не отличается от схемы преобразователя координат
на рис. 7.12, и для нее справедливы уравнения (7.27) и (7.28). При
двухфазной системе питания
Uc—K_v (у йг sin O-J-Zi/j cos 0)=Ки	(7.29)
(/^^.(y ^cosO-^sin 6) = A't/£71eH9№+0).	(7.30)
Принцип работы фазовращателя с однофазной системой
питания (рис. 7.13,6) основан на том, что в цепь одной из вы-
ходных обмоток включена емкость С, в цепь другой — активное
сопротивление R. Выходное напряжение (7ВЫХ снимается на сопро-
тивлении нагрузки Z„arp, подключенном к зажимам параллельно
соединенных цепей выходных обмоток. Применяя метод узловых
потенциалов [32], получим выражение для выходного напряжения:
Ёс Ус + Ёк Ук
у ~у У ’	(7-31)
__с —к I _на гр
где 7?с и Ёк — э. д. с. выходных обмоток при холостом ходе, опреде-
ляемые по (7.23); Ус и Ук—комплексные проводимости соответст-
вующих цепей:
-с = z + 1/ОС) ’ —к = ~	+ R~ ‘	(7.32)
—ВЫХ	’	—ВЫХ
Здесь Zinjx — выходное сопротивление вторичных обмоток.
При выполнении условия
(7.33)
выражение (7.31) имеет вид

Kv 47.	=Ки и,
~	1 i+y + r^r,	l+1+r^r.
Из (7.33) получаем условия, которым должны отвечать
тивления обмоток и внешних элементов:
(7.34)
сопро-
7?вых—-^вых» 7? /?ВЬ1Х—1/(',»С) — ХпЫх.	(7.35)
В высокочастотных ВТСК обычно ХВых>7?Пых и в цепь выход-
ных обмоток необходимо включать добавочные сопротивления

вых
^ВЫХ’
193
Фазовращатели, выполненные на основе ВТСК, широко исполь-
зуются в аналого-цифровых преобразователях типа «угол — фаза —
код».
§ 7.6.	ПОГРЕШНОСТИ ВРАЩАЮЩИХСЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Вращающиеся трансформаторы обычно работают в устройствах
и приборах высокой точности, где вопрос погрешностей является
одним из основных. Погрешности преобразования углового переме-
щения в напряжение у вращающихся трансформаторов в зависимо-
сти от их физической природы можно подразделить па четыре груп-
пы [32].
1.	Погрешности, определяемые принципом работы в данном ре-
жиме. У ВТСК — это отклонение выходных характеристик от сину-
соидальной и косинусоидальной вследствие неточности симметриро-
вания [выражение (7.12)], у линейных отклонение выходной
характеристики от линейной вследствие неточности аппроксимации
[выражение (7.26)]
2.	Погрешности, определяемые конструкцией. Они вызваны в ос-
новном нссинусоидальностью распределения м.д. с. обмоток вдоль
окружности машины, изменением магнитного сопротивления воз-
душного зазора вследствие наличия пазов на поверхности статора
и ротора, нелинейностью кривой намагничивания и явлением гисте-
резиса.
Уменьшение этих погрешностей достигается путем применения
специальных «синусных» схем обмоток, за счет скоса пазов статора
или ротора на 1—1,5 зубцовых деления, выполнения магнитопро-
вода ВТ ненасыщенным из пермаллоев с узкой петлей гисте-
резиса.
3.	Погрешности, определяемые технологией изготовления. Основ-
ными источниками этих погрешностей являются эксцентриситет
расточек статора и ротора, асимметрия магннтопровода, неточность
расположения и скоса пазов, наличие короткозамкнутых витков в
обмотках и листов в магнитопроводе, ошибки при выполнении об-
мотки. Для уменьшения этих погрешностей устанавливаются жест-
кие допуски на эксцентриситет и эллиптичность статора и ротора.
Сборку пакетов статора и ротора производят веерным способом с
учетом магнитной анизотропии листов. Не допускается возникнове-
ние короткозамкнутых витков и листов или несовпадение чисел вит-
ков в обмотках
Влияние технологических погрешностей можно представить как
появление некоторой добавочной э.д.с. ЁЛ0в в выходных обмотках.
Добавочная э д. с искажает выходные характеристики ВТ, т. е. вы-
зывает погрешность отображения функциональной зависимости, и
изменяет фазу выходной э. д. с.
Э.	д с. 2?Лоб имеет в общем случае две составляющие: э.д.с. (на-
пряжение) ошибки £ош, совпадающую по фазе с выходной э.д.с.,
и остаточную э.д.с. Е„.с, сдвинутую по фазе на 90°. При этом в рас-
194
четных точках с нулевым выходным напряжением (в нулевых поло-
жениях) э. д. с. становится отличной от нуля. Э. д. с. ошибки Ёот
может быть скомпенсирована основной выходной э.д.с. путем до-
полнительного поворота ротора на угол, при котором ЕцыХ=—Еош.
В результате возникает асимметрия нулевых положений.
Остаточная э.д.с. £0.с нс компенсируется дополнительным пово-
ротом ротора Поэтому во вращающихся трансформаторах выход-
ное напряжение никогда не обращается в нуль в пределах оборота,
а лишь приобретает некоторое минимальное значение. Остаточная
э.д.с. приводит к изменению фазы выходной э.д.с. при изменении
угла поворота ротора.
Технологические погрешности приводят также к тому, что ноток
возбуждения наводит э. д. с. в квадратурной обмотке ВТ.
4.	Погрешности, определяемые условиями эксплуатации. При
изменении температуры окружающей среды меняется активное со-
противление обмоток. Колебания частоты напряжения питания вы-
зывают изменение индуктивных сопротивлений. Изменение ампли-
туды напряжения питания нелинейно сказывается на значение вы-
ходного напряжения -
Класс точности вращающихся трансформаторов устанавливается
для нормальных условий эксплуатации. При определении класса
точности учитываются следующие показатели:
1)	погрешность отображения функциональной зависимости, оп-
ределяемая как отношение полусуммы абсолютных значений наи-
большего положительного и наибольшего отрицательного отклоне-
ний в установленных пределах поворота ротора к наибольшей вы-
ходной э.д.с.; у ВТСК различных классов допустимая погрешность
составляет от 0,005 до 0,2%, у ВТЛ от 0,02 до 0,2%;
2)	асимметрия нулевых положений ротора ВТ, под которой по-
нимают отклонение действительных нулевых положений ротора
(с минимальным напряжением выходных обмоток) от теоретиче-
ских 0, 90, 180 и 270°; оценивается асимметрия как полусумма абсо-
лютных значений наибольшего положительного и наибольшего от-
рицательного отклонении; у В ГСК различных классов допускается
асимметрия от 10" до 6'40";
3)	э. д. с. квадратурной обмотки, определяемая как отношение
наибольшего в пределах оборота ротора значения э.д.с. квадра-
турной обмотки к напряжению возбуждения; у ВТСК различных
классов допустимая э.д.с. составляет от 0,04 до 1,2%;
4)	остаточная э.д.с., определяемая как отношение наибольшей
остаточной э.д.с. из всех нулевых положений ротора к наиболь
шей выходной э. д с.; у ВТСК различных классов допустимая оста-
точная э д. с. составляет от 0,003 до 0,1 %, у ВТЛ — от 0,02 до 0,3%;
5)	разность коэффициентов трансформации, опретеляемая как
отношение разности коэффициентов трансформации синусной и ко-
синусной обмоток к наибольшему из этих коэффициентов; у ВТСК
различных классов эта разность составляет от 0,005 до 0,2%.
Класс точности устанавливают по наихудшему из показателей.
195
§ 7.7. ВРАЩАЮЩИЕСЯ ТРАНСФОРМАТОРЫ В СИСТЕМАХ
ДИСТАНЦИОННОЙ ПЕРЕДАЧИ УГЛОВОГО ПЕРЕМЕЩЕНИЯ
ПОВЫШЕННОЙ ТОЧНОСТИ
Синхронные системы дистанционной передачи углового переме-
щения, в которых используют сельсины, работающие в трансформа-
торном режиме (см. рис. 6.17), имеют погрешность следования ие
менее 10—30'. Применение в качестве датчиков и приемников таких
систем двухполюсных вращающихся трансформаторов (ВТДП),
точность которых значительно выше, чем у сельсинов, позволяет
Рис. 7.14
снизить погрешность передачи до 1—5'. Принцип работы системы
и ее выходная характеристика не отличаются от рассмотренного
ранее трансформаторного режима работы сельсинов. Класс точно-
сти ВТДП устанавливают по погрешности следования дистанцион-
ной передачи, которая в различных классах допускается от 0,1 до
30 утл. мин.
Одним из путей дальнейшего повышения точности передачи уг-
лового перемещения является создание двухканальных систем, ра-
ботающих по методу грубого и точного отсчетов, в которых датчи-
ками и приемниками служат ВТДП [1]. Двухканальные системы мо-
гут быть с механической или электрической редукцией между
каналами грубого и точного отсчета.
Рассмотрим принцип работы двухканальной системы с механи-
ческой редукцией (рис. 7.14). Датчики и приемники обоих кана-
лов— двухполюсные. Обмотками синхронизации служат синусная
и косинусная обмотки статора, обмотками возбуждения и управле-
ния— обмотки ротора. Валы датчиков соединены .между собой по-
средством ускоряющего редуктора Ред 2 с передаточным отноше-
нием /, т. е. утлы поворота датчиков каналов грубого 0дг и точного
0д.т отсчетов связаны соотношением
ед.т-ед.гт,	(7.36)
где i — целое число, большее 1
196
Аналогично соединены между собой валы приемников обоих ка-
налов. Уравнения напряжения на зажимах выходных обмоток ка-
налов грубого UT и точного t/т отсчетов без учета погрешности мо-
гут быть записаны на основании (6.29) и (7.36):
^r=^rn.ax sin 0r; t/T=£/Tm8x sin (0r z),	(7.37)
5)
Рис. 7.15
явления двигателем используется
где 9г—угол рассогласования системы по каналу грубого отсчета.
Выходные характеристики каналов грубого и точного отсчетов,
соответствующие уравнени-
ям (7.37), показаны на
рис. 7.15.
Выходные напряжения
каналов грубого и точного
отсчетов поступают на уси-
литель У (рис. 7.14), кото-
рый питает обмотку управ-
ления исполнительного дви-
гателя ИД. Исполнительный
двигатель через редуктор
Ред 1 поворачивает объект
управления ОУ и роторы
приемников на заданный
угол.
Усилитель работает та-
ким образом, что при .малом
угле рассогласования 0Г для
выходное напряжение капала точного отсчета, а при больших 0г
происходит автоматическое переключение на управление двигате-
лем с помощью выходного напряжения канала грубого отсчета.
При этом следящая система приводится в согласованное положение
с погрешностью канала точного отсчета, а самосинхронизация си-
стемы осуществляется каналом грубого отсчета. Канал точного от-
счета не может обеспечить самосинхронизации системы, так как он
имеет I положений устойчивого равновесия в пределах оборота за-
дающей осп 0д.г=360 . Это наглядно видно из формул (7.37)
и рис. 7.15, а, б, где пространственный период кривой напряжения
t/T в i раз меньше, чем кривой напряжения UT.
При нечетном значении (рис. 7.15, а) передаточного отноше-
ния i редукторов Ред 2 и Ред 3 точка неустойчивого равновесия ка-
нала грубого отсчета 0,= 180е не совпадает с точкой устойчивого
равновесия капала точного отсчета и условие самосинхронизации
системы обеспечивается полностью.
Если передаточное отношение i четное (сплошные линии на
рис. 7 15,6), то точка устойчивого равновесия капала точного от-
счета совпадает с точкой неустойчивого равновесия канала грубого
отсчета — возникает «ложный нуль»: 0г=180°. Чтобы устранить опи-
санное явление, к выходному напряжению канала грубого отсчета
добавляют напряжение смещения С/см постоянной амплитуды (пун-
ктирная прямая па рис. 7.15, б).
197
Датчику или приемнику канала грубого отсчета задается на-
чальный угол смещения 0СМ. Уравнение выходного напряжения ка
нала грубого отсчета принимает вид
t7r = ^rmaxSin (6r ~ W +	(7.38)
Если Осм и UCM выбраны так, что выполняется условие UCM=
= (Лтах sin0см, то в (7.38) напряжение 67г=О при 0г=0° и 0г=
= 1804-20ем. Это значит, что точки устойчивого равновесия обоих
каналов совпадают, а точка неустойчивого равновесия канала
грубого отсчета сдвигается относительно ближайшей точки устой-
чивого равновесия канала точного отсчета на угол 20см (пунктир-
ная кривая на рис. 7.15,6) Угол 20, м должен быть меньше прост-
ранственного полупериода кривой напряжения канала точного от-
счета, т. е. 20см <360°/(2t).
Как указывалось, точность двухканальной системы дистанцион-
ной передачи угла определяется погрешностью в канале точного от-
счета. Технологические погрешности вращающихся трансформато-
ров приводят к тому, что при нулевом угле рассогласования системы
(0Г=О) на выходе приемников обоих каналов появляются добавоч-
ные напряжения и следящая система поворачивает объект управ-
ления на угол 0П#= Од.
На основе анализа погрешностей, приведенного в § 7.6, можно
утверждать, что такой поворот происходит за счет составляющих
добавочных напряжений, совпадающих по фазе с соответствующи-
ми напряжениями рассогласования (Лтах и t/т max- Эти составляю-
щие добавочного напряжения называют напряжениями ошибки ка-
налов грубого Uoui.r и точного Сош.т отсчетов. Квадратурные состав-
ляющие добавочных напряжений (остаточные напряжения)
непосредственно угловой погрешности не вызывают Однако они сни-
жают чувствительность системы, приводят к прохождению тока в це-
пях управления усилителя и исполнительного двигателя при согла-
сованном положении системы.
При использовании з каналах грубого и точного отсчетов оди-
наковых ВТДП амплитуды выходных напряжений и напряжений
ОШ116КИ будут Одинаковы: (Л max = (Л та№ (Лпах, (Лнп.г= (Лпп.т ~ (Л>ш-
Тогда с учетом (7.37) имеем
6r=f/max sin 9Г + /7ОШ, <7T = f/max sin (бг0+^ош-	(7.39)
Крутизну (В/рад) ВТДП-приемнпков обоих каналов определяют
по формулам
Sc T—(dUTld 0r)er-o=t7max;
(7.40)
*^с.т=" (d J -r/d 6г)б^= Q = i
т. е крутизна канала точного отсчета в i раз больше, чем грубого:
5c.T=ZSc.r.	(7.41)
Погрешность следования дистанционной передачи, обеспечивав
мая каждым нз каналов, определяется как отношение амплитуды
198
напряжения ошибки к крутизне:
А®т.г — ^ош/^с.г»
Д0т.т=£/Ош/$с.т=иошК1 SC.T).	(7.42)
Из (7.42) следует, что
Д0т.т=дет.гД,	(7.43)
т. е. в двухкаиальной системе за счет наличия канала точного от-
счета погрешность в i раз меньше, чем в одноканальной.
Однако соотношение (7.43) справедливо только в том случае,
если угловая ошибка в зацеплении редуктора равна нулю. В ре-
альных редукторах имеется угловая погрешность зацепления ДОред,
связанная с неточностью изготовления шестерен и люфтом. Погреш-
ность следования системы с учетом параметров редуктора опреде-
ляют по формуле
Д0.г=Д0;,гД-{-Д0ред.	(7.44)
Как следует из выражения (7.44), увеличение передаточного
отношения i дает существенное уменьшение погрешности Д0 толь-
ко до тех пор, пока Д0Т не становится соизмеримой с Д0рсд. Кроме
того, увеличивается момент сопротивления повороту входной оси
системы за счет приведенных моментов трения датчика канала точ-
ного отсчета и редуктора, что затрудняет передачу угла от мало-
мощных устройств. Поэтому в двухканальных системах передаточ-
ное отношение редукторов i обычно не превышает 33.
Основным направлением при создании систем дистанционной
передачи угла повышенной точности с погрешностью менее
1 угл. мин является применение в двухканальной системе принципа
электрической редукции. Двухканальная система с электрической
редукцией отличается от системы с механической редукцией, изо-
браженной на рис. 7.14, тем, что: а) датчик и приемник канала точ-
ного отсчета являются многополюсными вращающимися трансфор-
маторами с числом пар полюсов р’т; б) механические редукторы
Ред 2 и Ред 3 заменены прямыми механическими связями с пере-
даточным отношением 1.
При такой схеме одному обороту задающей осп соответствует
один пространственный период выходного напряжения канала ipy-
бого отсчета Ur и рт пространственных периодов выходного напря-
жения канала точного отсчета (/т, т е. передаточное отношение
между каналами 1=рг. Это значит, что уравнениями выходных на-
пряжений двухканалыюй системы с электрической редукцией
являются выражения (7.37) при i=pT, а сами выходные характери-
стики имеют вид графиков, изображенных на рис. 7.15. Следова-
тельно, в случае использования в обоих каналах ВТДП с одинако-
выми амплитудой выходного напряжения и напряжением ошибки
для оценки соотношения погрешностей каналов грубого и точного
отсчетов можно использовать выражение (7.43):
Д0т..г=Д0тг/Л.	(7.43)
199
Так как механические редукторы между каналами отсутствуют,
то в формуле (7 44) Д0ред=О и погрешность следования системы оп-
ределяется в основном угловой погрешностью точного канала
Д9т=Д0т;т=ДОт.г/рг.	(7.44’)
Таким образом, применяя правильно спроектированные датчи-
ки и приемники в обоих каналах системы с электрической редук-
цией, можно уменьшить погрешность системы в рт раз. Кроме того,
в многополюсных вращающихся трансформаторах происходит ус-
реднение погрешностей, вносимых технологией изготовления. В ре-
зультате может оказаться, что 1/Ош.т< и погрешность системы
ДОт <С ДОт. /Рт*
Благодаря отсутствию механического редуктора между датчика-
ми каналов грубого и точного отсчета уменьшится момент сопротив
ления повороту входной оси, что создаст возможность передачи уг-
лового перемещения от маломощных устройств.
Условия самосинхронизации двухканальной системы с электри-
ческой редукцией и вытекающие из них правила выбора передаточ-
ного отношения такие же, как для системы с механической редук-
цией.
В двухканальных системах с электрической редукцией наряду
с раздельно выполненными двухполюсными и многополюсными
ВТДП используют совмещенные конструкции. В совмещенной кон
струкции двухполюсная и многополюсная обмотки (последняя бы
вает и распределенной, и сосредоточенной) укладываются на од-
ном и том же пакете статора и ротора в одни и те же пазы При
этом снижаются суммарные габаритные размеры и масса датчиков
и приемников, исключается операция совмещения нулей каналов
грубого и точного отсчета. Если двухполюсная и многополюсная
обмотки создают синусоидально распределенные м.д.с., то между
ними пет потокосцепления взаимоиндукции и работа каналов ipy-
бого и точного отсчета является независимой.
В системах передачи и преобразования угла повышенной точ-
ности наряду' с рассмотренными ранее классическими вращающи-
мися трансформаторами весьма широко применяются индукцион-
ные редуктоспиы бесконтактные мпогополюсные вращающиеся
трансформаторы с безобмоточным ротором. Статор редуктосина вы
полнен из листовой электротехнической стали или пермаллоя и име-
ет большое чис io зубцов zc на внутренней поверхности. Ротор вы
полиен в виде зубчатого колеса из электротехнической стали или
также изготовлен из листового материала Так как'редуктосииы ча
сто используются в аналого-цифровых преобразователях, то у них
число зубцов ротора, определяющее коэффициент электрической
редукции, zp — 2“ = 32, 64. 128, 256. Соотношение zvlzv может быть
различным. В любом случае редуктосип состоит из определенного
числа повторяющихся частей (элементарных редуктосинов), рав-
ного наибольшему общему делителю zc и zp. На рис. 7.16, а в каче-
стве простейшего примера изображена конструктивная схема по-
вторяющейся части при Zc/Zp—5/4.
200
в-
Рис. 7 16
Первичная обмотка возбуждения 1 и выходные синусная 2 и ко-
синусная 3 обмотки расположены на статоре. Катушки обмотки
возбуждения размещены на каждом из зубцов, катушки выходных
обмоток чередуются друг с другом. Выходные обмотки имеют диф-
ференциальную схему соединения катушек, т. е. в каждой из пар
катушки включены встречно по от-
ношению к катушкам возбуждения.
При прохождении переменного тока
по обмотке возбуждения создается
поток, который наводит э д с. взаи-
моиндукции во всех катушках вы-
ходных обмоток. Э.д.с. взаимоин-
дукции каждой катушки вы-
ходной обмотки определяется взаи-
моиидуктивпостью с катушкой воз-
буждения, расположенной на том же
зубце. Взанмоиндуктивность, в свою
очередь, определяется проводимо-
стью воздушного зазора иод зубцом.
В редуктосинс эта проводимость Л
является функцией угла поворота ро-
тора 0 (рис. 7.16,6) и имеет посто-
янную А п переменную Л~ состав-
ляющие; последняя изменяется с пе-
риодом 3607zP. Выражения для
взаимоиндуктивностп катушек на паре зубцов имеют вид
Л12=^1®'2(Ло+ 1~гаах sin zp6),
M'2=wx w2(A0-A^raax sin zp8).
(7 45)
При дифференциальной схеме э.д.с., определяемые проводимо-
стью Ло, в парах катушек вычитаются, а проводимостью Л~ —
складываются. Результирующие э.д.с. выходных обмоток изменя-
ются по закону
Ё2= ~ji\ (М2 — М2)и= — /w/jSA^^sin zp6,
(7.46)
Ё3= —J* A2A~max cos zp 9.
В реальных индукционных редуктосинах с целью уменьшения
погрешности отображения функциональной (синусоидальной и ко-
синусоидальной) зависимости выходные обмотки выполняют с «си-
нусной» схемой распределения витков по катушкам и катушки каж-
дой из обмоток располагают на всех зубцах.
§ 7 8. ПРИМЕНЕНИЕ ВРАЩАЮЩИХСЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Вращающиеся трансформаторы применяются в автоматических
счетно-решающих устройствах, предназначенных для различных
тригонометрических и геометрических операций.
7—1023	201
Рассмотрим устройство для автоматического умножения гармо
нпческпх функций двух переменных X и У, структурная схема кото-
рого представлена на рис. 7.17. В устройство входят два электриче-
ских каскада вращающихся трансформаторов, элемент сравнения С
и расшифровывающая следящая система. Первый каскад состоит
из синусно-косинусных вращающихся трансформаторов BTCKi
и ВТСК2-, второй каскад — из линейного вращающегося трансфор-
матора ВТЛ и масштабного ВТМ, которым устанавливается мас-
штаб К; следящая система состоит из электронного усилителя ЭУ
и исполнительного двигателя с ре-
дуктором ИД. Сигнал на усили-
тель поступает из узла сравнения
С, а выходное напряжение пода-
ется на обмотку управления ИД.
Вал исполнительного двигателя
механически связан с ротором
ВТЛ.
Работа множительного уст-
ройства заключается в следую-
щем Ввод переменных сомножи-
телей осуществляется поворотом
роторов BTCKi и ВТСК.* Тогда в
соответствии с принципом работы ВТСК напряжение на выходе
первого каскада пропорционально t/|Sin X sin У. На выходе второго
каскада напряжение пропорционально UiKZ, где Z — угол поворо-
та ротора ВТЛ. Если напряжение U^KZ не равно (Л sin X sin У, то
в уз, ie сравнения образуется напряжение рассогласования, посту-
пающее на вход усилителя. Усиленное напряжение подается на ИД,
который поворачивает ротор ВТЛ. Отработка угла происходит до
тех пор, пока не устанавливается равенство
U1KZ —Ux sin X sin Y.
(7-47)
Из (7 47) получаем
Z =—— sin X sin Y,
К
(7.48)
где 1/K— масштаб умножения (в реальной схеме масштаб зависит
также от коэффициентов трансформации всех ВТ).
На основании уравнения (7.48) можно утверждать, что угол по-
ворота ВТЛ автоматически устанавливается пропорциональным
произведению синусов переменных X и У.
Выбирая тип вращающихся трансформаторов и определяя места
их расположения в схеме счетно-решающего устройства, следует
руководствоваться следующим [13]:
1.	При построении счетно-решающего каскада необходимо про-
извести первичное или вторичное симметрирование всех его эле-
ментов
2.	Поскольку входное сопротивление линейных вращающихся
трансформаторов с первичным симметрированием не постоянно, то
202
•такие ВТ желательно включать в начале каскада. По этой же при-
чине нежелательно последовательное включение двух ВТЛ.
3.	Так как входные напряжения вращающихся трансформато-
ров, находящихся в середине каскада, могут изменяться в широких
пределах, магнитопроводы их должны быть выполнены из пермал-
лоя. Магннтопроводы ВТ, находящихся в начале каскада, могут
быть выполнены из электротехнической стали.
Рис. 7.18
4.	Для получения высокой точности работы схемы необходимо,
чтобы при каскадном соединении вращающихся трансформаторов
входное сопротивление Zbx2 каждой последующей машины было
примерно в 30—40 раз больше выходного сопротивления ZnHXl пре-
дыдущей'! машины. Если учесть, что при kTr, близком к единице,
/вых~0,1/г2тр2вх, то для выполнения указанного условия соотноше-
ние между значениями входных сопротивлений машин, соединяемых
в каскад, должно быть такое: ZUX2~3/e2TI,|ZnX|.
Поэтому основные типы вращающихся трансформаторов вы-
пускают в виде серий с градацией по входному сопротивлению ZDX.
5.	При преобразованиях напряжений во всех вращающихся тран-
сформаторах образуются фазовые сдвиги вторичных напряжении
относительно напряжений питания. В случае их каскадного соеди-
нения происходит накопление изменения фазы. Поэтому напряже-
ния, поступившие в элемент сравнения по разным цепям, могут
оказаться не совпадающими по фазе А так как их полная компен-
сация невозможна, то снижается точность работы вычислительного
устройства. Следовательно, должны быть предусмотрены меры вза-
имного фазирования сигнальных напряжений. Напряжения каскада
фазируют обычно только в конце каскада.
Вращающиеся трансформаторы широко применяются в системах
дистанционной передачи угла высокой точности, в частности в бор-
товой автоматике, и постепенно вытесняют из этих систем сельсины.
7*
203
В качестве примера рассмотрим авиационный плановый навигаци-
онный прибор (П1Ш), который устанавливают на пульте управле-
ния пилота. ПНП имеет до 14 указателей и позволяет индицировать
до 22 параметров полета.
Управление индикаторами текущего и заданного курса, задан-
ного путевого угла, угла сноса и дальности осуществляется с по-
мощью однотипных приборных следящих систем (рис. 7.18). В этих
системах в качестве датчиков и приемников, работающих в транс-
форматорном режиме, используют ВТДП типа СКТ-220-1Д и
СКТ 220-1П Рассмотрим процесс индикации текущею курса само-
лета. СКТ-датчик укреплен на выходном валу датчика текущего
курса, СКТ-прнемник размешен в самом ПНП. Сигнал рассогласо-
вания дистанционной передачи По, снимаемый с обмотки В3Вц
приемника и пропорциональный текущему курсу, последовательно и
в противофазе с сигналом тахогенератора UT подается на вход
электронного усилителя ЭУ. Усиленный сигнал поступает на одну
из управляющих обмоток двигателя-генератора ДГМ-0,25, который
представляет собой совмещенные в одном корпусе исполнительный
асинхронный двигатель с полым немагнитным ротором и асинхрон-
ный тахогенератор. Двигатель-генератор через редуктор Ред пово-
рачивает шкалу курса ШК и одновременно ротор СКТ-приемника.
В согласованном положении ротора СКТ-приемника и датчика кур-
са результирующий сигнал на входе усилителя равен нулю и вра-
щение ротора ДГМ прекращается. Тахогенератор реализует обрат-
ную связь по скорости с целью улучшения динамических характе-
ристик.
Все эти пять следящих систем, а также ряд дополнительных дат-
чиков и счетчиков размещены в габаритных размерах 120Х120Х
Х225 мм. Это, естественно, предъявляет жесткие габаритные тре-
бования к электрическим микромашинам, используемым в прибо-
рах. Вращающиеся трансформаторы и двпгатель-генераторы имеют
наружный диаметр порядка 20 мм; контрольные ВТ, подключаемые
параллельно основным приемникам, имеют диаметр 12 мм. Погреш-
ность прибора по угловым указателям составляет 1°, по указателям
дальности полета ±0,3%.
В современных системах управления летательными аппаратами
все более широко применяются бортовые цифровые вычислитель-
ные машины (БЦВМ). Поскольку БЦВМ оперируете дискретными
цифровыми величинами, а информация, характеризующая пове-
дение объектов управления, представлена обычно в виде непрерыв-
ных аналоговых величин, возникает необходимость предваритель-
ного преобразования аналоговой информации в цифровую. Ввод
в БЦВМ информации об угловых величинах осуществляется по-
средством преобразователей «угол — код». В прецизионных преоб-
разователях, позволяющих получить на выходе до 15 двоичных раз-
рядов, широко используются совмещенные двухкапальпые синусно-
косинусные вращающиеся трансформаторы.
На рис. 7.19 изображена структурная схема аналого-цифрового
преобразователя, предназначенного для ввода в БЦВМ угла пре-
204
цессии гироскопа 0 и построенного по принципу «угол — фаза —
временной интервал — цифровой код». Преобразование пространст-
венного угла во временную фазу осуществляет совмещенный двух-
канальный вращающийся трансформатор СКТД-6465Д; число пар
полюсов канала грубого отсчета рг=1, асимметрия выходного на-
пряжения составляет ±5\ число пар полюсов канала точного от-
счета рт = 32, асимметрия—±17. Каждый из каналов СКТД рабо-
тает в режиме фазовращателя с вращающимся полем при питании
первичных обмоток от двухфазного генератора ДГ. Сдвиг фаз меж-
ду выходной э.д.с. и опорным напряжением возбуждения дает вре-
менной интервал, который преобразуется в цифровой код электрон-
ным блоком преобразователя. Капал грубого отсчета определяет
диапазон, в котором идет измерение угла, т. е. обеспечивает син-
хронизацию системы. Канал точного отсчета, растягивая в рт раз
временной интервал, соответствующий углу 0, позволяет повысить
точность преобразования в код. Кроме того, сам канал точного от-
счета обеспечивает более точное преобразование угла в фазу на-
пряжения.
Следует отметить, что необходимую точность преобразования
исходного угла в цифровой код возможно реализовать только при
наличии прецизионной механической связи между валом ВТ и ва-
лом устройства, угол поворота которого требуется преобразовать.
Двухканальные синусно косинусные вращающиеся трансформа-
торы применяются в качестве датчиков положения в электромеха-
нических промышленных роботах-манипуляторах с повышенной
точностью позиционирования. На рис. 7.20 показана обобщенная
схема непрерывного управления поворотом руки промышленного
робота [39]. Основными блоками схемы являются. БУП — блок уп-
205
равленпя положением, БОС — блок ограничения скорости, БСС —
блок сравнения скорости, ЗУ — электронный усилитель мощности,
ИД— исполнительный электродвигатель, МП — механизм переда-
чи движения, РМ — рука робота-манипулятора, ДС— датчик ско-
рости, ДП— датчик положения, АЦП — аналого-цифровой преоб-
разователь. Работа электроприводов в промышленных роботах име-
ет ряд особенностей.
1.	В процессе работы вследствие изменения конфигурации мани-
пулятора может сильно меняться момент нагрузки на валу испол-
нительного двигателя (ИД). Поэтому двигатель должен иметь хо-
Рнс 7.20
рошую перегрузочную способность, а схема управления должна
обеспечивать стабилизацию скорости. С этой точки зрения в схемах
непрерывного управления целесообразно использовать в качестве
ИД двигатели постоянного тока, а в качестве датчиков угловой
скорости (ДС)—тахогенераторы постоянного тока.
2.	Изменение момента инерции нагрузки, связанное с изменени-
ем конфигурации манипулятора, предъявляет жесткие требования
к динамическим характеристикам исполнительных двигателей.
В электроприводах роботов наряду с классическими микродвигате-
лями постоянного тока типа СД применяют микродвигатели с улуч-
шенными динамическими характеристиками — с гладким якорем
типа ДПГ, МИГ и с дисковым якорем типа ПЯ.
3.	Требование высокой точности позиционирования руки робота
приводит к необходимости использования в качестве датчиков по-
ложения ДП не только стандартных двухполюсных сельсинов или
вращающихся трансформаторов, но и двухканальпых вращающих-
ся трансформаторов типа СКТД-6465. Применение двухканальной
обратной связи по положению позволяет отрабатывать код зада-
ния с точностью не хуже 1 угл. мин
4.	При работе промышленного робота недопустимы удары руки
робота по обслуживаемому оборудованию и деталям. Необходимым
условием такой работы является обеспечение иеколебательной, без
перерегулирования отработки перемещения. Для этого требуется
в первую очередь согласованная работа датчиков угловой скорости
и положения. Выходные сигналы датчиков согласовываются таким
образом, чтобы при подходе руки робота к заданному положению
206
происходило тормо/кенпе двигателя и в заданном положении угло-
вая скорость двигателя была равна пулю (см. § 5.6).
Специфика работы электромеханических роботов вызвала необ-
ходимость разработки унифицированных комплексных электропри-
водов для перспективных отечественных роботов [39]. Эти приводы
разрабатываются на мощности 25, 90, 250 550, 1100 и 2200 Вт.
Электромеханический промышленный робот-переставитель, при-
меняемый для перегрузки кинескопов телевизоров, имеет электро-
приводы перемещения и поворота руки, выполненные по схеме, ана-
логичной описанной. Робот имеет четыре степени свободы, грузо
подъемность 25 кг, угловую скорость поворота руки 5—45 град/с
в диапазоне 0—240 град, точность позиционирования 5 мм.
В блок управления БУП вводят программу в виде цифрового
кода, и БУП формирует аналоговый сигнал, определяющий на-
правление и угловую скорость исполнительного двигателя ИД. Ис-
полнительный двигатель через механизмы перемещения МП пере-
мещает руку робота-манипулятора РМ по соответствующей коорди-
нате. Стабилизация угловой скорости ИД достигается с помощью
тахогенератора ДС, реализующего отрицательную обратную связь.
Выходной сигнал ДС, пропорциональный угловой скорости, подает-
ся на блок БСС и сравнивается с заданным сигналом. При превы-
шении заданной угловой скорости суммарный сигнал от БСС, явля-
ющийся сигналом управления ИД, уменьшается и угловая скорость
снижается. Информация о фактическом пространственном положе-
нии РМ формируется преобразователем «угол — код», состоящим
из датчика положения ДП, в качестве которого используется двух-
капальный вращающийся трансформатор, и электронного аналого-
цифрового преобразователя АЦП (см. рис. 7.19). Цифровой код
АЦП сравнивается с кодом, заданным в БУП программой. При со-
впадении кодов подается команда на отключение двигателя.
ГЛАВА 8
ОБЩИЕ ВОПРОСЫ НАДЕЖНОСТИ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МИКРОМАШИН
Надежность электрической микромашины — это способность
безотказно работать в течение заданного времени и при определен-
ных условиях эксплуатации.
Надежность является одним из основных технико-экономических
показателей электрических мнкромашин. У микромашин, исполь-
зуемых в устройствах кратковременного и разового действия, сроки
службы которых исчисляются минутами, или работающих в спец-
аппаратуре (военная техника и т. д.), должна быть наиболее высо-
кая надежность.
При решении вопроса об уровне надежности электрических мик-
ромашин с длительным сроком службы, особенно микромашин об-
207
щсго применения, следует учитывать экономические факторы. Оп-
тимальным является такой уровень надежности изделия, при кото-
ром экономия от повышения надежности, достигнутая в процессе
эксплуатации, перекрывает затраты по достижению этого уровня на
этане производства.
Количественную оценку надежности электрических микромашин
производят методами теории вероятности и математической ста-
тистики.
В теории надежности все изделия подразделяют на два класа:
восстанавливаемые, которые в случае отказа могут быть отремон-
тированы (восстановлены), и невосстанавливасмыс, которые не мо-
гут быть восстановлены или не подлежат восстановлению. При этом
под отказом понимают событие, после появления которого изделие
полностью или частично теряет работоспособность (механическое
или электрическое повреждение, уход выходных характеристик за
допустимые пределы, остановка для ремонта и т. д.). Электрические
мпкромашииы, являясь практически изделиями, восстанавливаемы-
ми в результате ремонта, в зависимости от применения могут ока-
заться в том или другом классе.
В теории надежности отказы рассматривают в основном как со-
бытия случайные и следовательно, все количественные показатели
носят вероятностный характер При анализе электрических микро-
машпп, особенно невосстанавливаемых, наиболее удобно пользо-
ваться следующими показателями.
Вероятность безотказной работы P(t), т. е. вероятность того,
что время работы микромашины до отказа больше или равно за-
данному промежутку времени.
Статистическую оценку вероятности безотказной работы (при
условии, что отказавшие микромашины не восстанавливаются и не
заменяются новыми) производят по формуле
P*(/)=pV0-n(/)]/M,	(8.1)
где .Vo — число микромашин в начале испытания, n(t)—число от-
казавших микромашин за время /.
Вероятность отказа мпкромашииы
Q(/)=l-P(/).	(8.2)
Интенсивность отказов ?.(/), т е вероятность отказов электри-
ческой микромашины в единицу времени после данного момента
времени, равна отношению плотности вероятности отказов к веро
ятности безотказной работы:
— Q(0
/ (/)=—----
Р(0
(8 3)
Статистическую оценку интенсивности отказов производят по
формуле
Х*(О=п(0/(Д/АГср),	(8.4)
208
где л(/)—число отказавших микромашин в интервале времени А/;
Л^ср — среднее число исправно работающих мнкромашии в интерва-
ле времени АЛ
Как показывает практика, типичная характеристика интенсив-
ности отказов ?.(/) для электрических мнкромашии имеет вид
pi с. 8.1. На участке от 0 до Л интенсивность отказов относительно
высокая, но довольно резко снижается. Это участок приработки мик-
ромашины, на котором наиболее резко проявляются отказы из-за
производственных дефектов. Интер-
вал от tt до t2 характеризует период Л
нормальной эксплуатации микрома	i
шины. После времени t2 интенсив- \	7
ность отказов резко возрастает, что
объясняется механическим и элек-
трическим износом элементов ми- I__________________।_____
кромашнны.	°	6
Следовательно, в период нор-
мальной эксплуатации электрнче-	ис‘ 8-1
ской микромашины интенсивность отказов можно принять постоян-
ной: X=const. В этом случае вероятность безотказной работы под-
чиняется экспоненциальному закону
р(/) = е -а'.
(8.5)
Среднее время безотказной работы /Ср, т. е. математическое ожи-
дание времени безотказной работы электрической микромашины,
со
о
(8.6)
характеризует средний промежуток времени от начала работы мик
Ромашины до первого отказа.
При /. — const среднее время безотказной работы
^ср— V'-
(8 7)
и может характеризовать среднее время между двумя отказами.
Статистическую оценку среднего времени безотказной работы
производят по формуле
Л
t* =	-
ср	No
(8 8)
где h — время безотказной работы i-го образца.
Электрические микромашины по надежности могут уступать
бесконтактным элементам автоматики, не имеющим подвижных
частей.
Практика показывает, что в большинстве случаев отказы обус-
ловлены повреждением основных частей электрических микрома-
шин или изменением их параметров.
209
Отметим наиболее характерные отказы основных частей микро-
машин.
Скользящий контакт' а) механическое повреждение щеткодер-
жателей; б) повреждение коллектора пли колец щетками; в) отход
щеток от коллектора или колец в результате износа и уменьшения
давления пальца щеткодержателя на щетку.
Подшипники: а) разрушение сепаратора; б) заклинивание под-
шипника в результате потери смазкой смазочных свойств
Обмотки: а) обрыв витков пли выводных концов в результате
перегорания при перегрузках, деформа-
ции при температурных перепадах или
' -	под действием электрокоррозии, особенно
\	в условиях повышенной влажности; б)
\	пробой корпусной изоляции п межвитко
вые замыкания в результате нарушения
\	электрической прочности изоляции, осо-
\	бенпо в условиях повышенной влажности
и напряженных тепловых режимов.
Магнитная система' а) изменение маг-
нитных параметров вследствие ударов,
вибраций и деформаций; б) изменение
электромагнитных параметров в резуль-
__________г——	тате замыкания листов, электрокоррозии
Рпс 8 2	Качество работы подшипников и сколь-
зящих контактов в значительной степени
зависит от угловой скорости ротора микромашины. С увеличенном
угловой скорости возрастает их износ, особенно щеток в коллекто-
ра, снижается надежность работы узлов, а следовательно, и микро-
машины в целом.
Па рис. 8.2 показана зависимость среднего времени /(р безот-
казной работы некоторых коллекторных микродвигателей постоян-
ного тока от угловой скорости о» (сплошная линия), при которой
«они использовались (испытывались). За единицу приняты номи-
нальная угловая скорость и время, соответствующее этой скорости.
Таким образом, номинальная угловая скорость ротора сказыва-
ется на сроке службы, гарантируемом заводами-изготовителями.
Например, гарантируемый срок службы коллекторных микродвига-
телей постоянного тока серии ДПР составляет: при номинальной
частоте вращения 2500 об/мин — 2000—3000 ч; при номинальной
частоте вращения 9000 об/мнп — 200 600 ч.
Значит, для повышения надежности электрических микрома-
шин важно устранить скользящие контакты, т. е. разработать бес-
контактные конструкции. Гарантируемый срок службы бесконтакт-
ных микродвигателей серии МБ при номпна шных частотах враще-
ния до 12 500 об/мин составляет примерно 10000 ч, в то время как
у коллекторных микродвигателей постоянного тока даже при более
низких частотах вращения не превышает 3000 ч (серии ДПМ,
ДПР и т. д ).
210
Надежность изоляции электрических микромашин в значитель-
ной мере зависит от температуры и влажности окружающей среды,
а также от нагрева самих машин. При повышении влажности сре-
ды и абсолютной температуры обмоток снижается этектрическая
прочность изоляции, увеличивается интенсивность отказов в резуль-
тате пробоя корпусной изоляции и межвитковых замыканий
Отклонение температуры и влажности от норм, установленных
техническими условиями на эксплуатацию, отрицательно сказыва-
ется на надежности не только изоляции, но и других частей элек-
трических микромашин. Исследование ряда микромашин постоян-
ного и переменного тока показывает, что отказы, обусловленные
повышенной влажностью, повышенной или пониженной температу-
рой, составляют примерно 70—100% от общего числа отказов, свя-
занных с нарушением условий эксплуатации электрических микро-
машин [26].
На рис 8 2 показана зависимость среднего времени безотказ-
ной работы некоторых коллекторных микродвигателей постоянного
тока от температуры окружающей среды Т (пунктирная линия), при
которой они испытывались (за единицу приняты номинальная тем-
пература и время, соответствующее этой температуре)
Эти факторы соответственно влияют на гарантируемый завода-
ми срок службы электрических микромашин. Например, у исполни-
тельных асинхронных микродвигателей серии ДИД-А гарантируе-
мый срок службы составляет 500 ч при температуре окружающей
среды до 100° С, но повышается до 1000 ч, если температура окру-
жающей среды не превышает 70° С.
Превышение заданной техническими условиями температуры
окружающей среды кроме увеличения вероятности повреждения
микромашины приводит к ухудшению выходных характеристик.
У микромашины информационного типа при этом возрастают по-
грешность отображения и изменение фазы Микромашипы силового
типа не могут развивать заданную мощность при установленной
абсолютной температуре нагрева и т д.
Следовательно, при выборе электрических микромашин для того
или иного устройства серьезное внимание нужно уделить анализу
их теплового режима. При этом необходимо учитывать особенности
условий работы электрических микромашин
1. Наиболее часто выпускают электрические микромашины за
крытого типа. В этом случае температура перегрева по отношению
к окружающей среде определяется в основном потерями мощности
на единицу поверхности корпуса. В приборах и устройствах корпус
микромашины может быть механически соединен с металлической
панелью или другим элементом, в результате чего условия теплоот-
дачи с поверхности могут существенно изменяться.
2 Электрические микромашины могут быть установлены в за-
крытые приборы или отсеки, в которых находятся другие элементы,
выделяющие тепловую мощность. В этих условиях большое значе-
ние имеет правильный расчет температуры среды, в которой рабо-
тает мпкромашнна. Увеличение температуры окружающей среды.
211
автоматически приводит к повышению абсолютной температуры
микромашины, от чего, как указывалось, зависят надежность и точ-
ность работы.
3. Электрические микромашины силового типа, электромашин-
ные усилители мощности, асинхронные тахогенераторы, микродви-
гатели общего применения сами интенсивно выделяют тепловую
мощность. При расчете их теплового режима необходимо учитывать
условия эксплуатации машины: длительную работу при холостом
ходе или номинальной нагрузке, режим частых пусков и реверсов
(повторно-кратковременный) и т. д. [18, 32]. У информационных
микромаишп типа вращающихся трансформаторов или тахогенера-
торов постоянного тока собственные потери мощности обычно
меньше и их тепловой режим определяется в основном температу-
рой окружающей среды.
На надежность электрических микромашин е процессе эксплу-
атации влияют также вибрации, удары и пониженное атмосферное
давление.
Для повышения надежности всех электрических мпкромашнп
необходимо: а) совершенствование конструкции; б) улучшение
технологии изготовления; в) повышение нагревостойкости, механи-
ческих и электрических свойств изоляции; г) строгое соблюдение
условий эксплуатации.
С понятием надежности электрических микромашин связано
понятие долговечности. Показателем долговечности может быть
срок службы от начала эксплуатации до морального или физическо-
го износа. По долговечности оценивают обычно электрические мик-
ромашины общего применения и другие электрические микромаши-
ны, относящиеся к восстанавливаемым. Срок службы электрических
микромашин устанавливают с у ютом их назначения и условий
работы, а также экономических критериев (особенно для микрома-
шин общего применения)
Под оптимальной долговечностью электрической микромашины
по экономическому критерию понимают такой срок ее службы, при
котором затраты па ее использование за весь период эксплуатации,
отнесенные ко времени работы, минимальны.
В табл. 8 1 приведены ориентировочные показатели надежности
и гарантируемые заводами сроки службы Угар некоторых типов
электрических микромашин [11, 26, 27, 29].
Таблица 8.1
Тип машины	X, отк/ч	7"гар 4
Микродвигатели постоянного тока, коллектор- ные, магнитоэлектрические, типа ДПМ:		
2500 об/мин	(1,3—8)10-"	1000
9000 об/мии Микродвигатели постоянного тока, коллекюр- ные, магнитоэлектрические с полым немагишным якорем, типа ДПР.		50—300
2500 об/мии	—	2000—3000
9000 об/мии	—	200-600
Микродвигатели постоянного тока, магнитоэлек- трические, с дисковым якорем типа ПЯ	0,1-10-«	500
Микродвигатели постоянного тока, бесконтакт- ные, магнитоэлектрические, типа МБ Исполнительные асинхронные микродвигатели с полым немагнитным ротором:		10 000
АДП			1500—2000
ЭМ м	—	400
ДИД	2,9-10-4	500
Исполнительные асинхронные микродвигатели с ротором типа «беличья клетка» серин ДКМ	—	1000
Асинхронные микродвигатели общего примене- ния типа УАД	—	3000
Асинхронные двигатели повышенной надежности типа АПН Асинхронные од1 офазные микродвигатели быто- вого назначения:	(0,2—0,4) 10-4	5000
ДАО	1,7-10-4	—
КД 40	1,35-10-4		
КД-35А (на подшипниках скольжения)	8,2-10-4	—
Синхронные редукторные микродвигатели (ча- стота вращения ротора 115 об/мин) со встроенным редуктором 115/60 илн 115/2, типа ДСР	0,008-10-4	10 000
Синхронные микродвигатели с расщепленными полюсами (частота вращения ротора 3000 об/мин) со встроенным редуктором 3000/60 илн 3000/2 ти- па дед	(1,7—2,6) 10’4	
Синхронные микродвигатели с постоянными маг- нитами типа ДС	—	3000
Синхронные гистерезисные микродвигатели ти- па Г	—	2000
Синхронные шаговые микродвигатели с постоян- ными магнитами:	—	—
ШД!	ю-4		
дш		1000
Синхронные реактивные шаговые двигатели ти- па ШД 300	0,75-10-4	
Однофазные сельсины, бесконтактные, с пере- ходным кольцевым трансформатором, типа БД-ШОА и БС155А	0,06-ю-4	5000
ПРИЛОЖЕНИЕ
Технические данные некоторых серий электрических микромашин
Электромашинные усилители поперечного поля
Таблица П.1
Тип усн.~и геля	р вых НОМ’ кВт	Л о X X	/	А Щ(Х ном»	П, об.'мин	Обмотка управления			“р	Тин КОНСТРУКЦИИ
					X Е	Pv’ Вг	'у- мА		
ЭМУ ЗА	0,22	60	3,33	2850	2	0,35	10,0	570	ЭМУ в общем
ЭМУ ЗА	0,22	по	1 82	2850	2	0,40	11,0	500	корпусе с привод-
ЭМУ-ЗП	0,35	60	5,00	□ООО	2	0,20	8,0	1500	гым двигателем
ЭМУ-ЗП	0,35	110	2,75	□000	2	0,25	9,0	1200	достоянного тока
ЭМУ-5А	0,55	60	8,30	2850	2	0,20	8,5	2500	(П) или асипхрон*
ЭМУ-5П	0,75	60	11,70	5000	2	0,20	8,5	3600	1Ы.м (А)
ЭМУ-5А	0,55	но	4,50	2850	2	0,25	10,0	2000	
ЭМУ-5П	0,75	110	6,10	5000	2	0,25	10,0	2800	
Таблица П.2
Бесконтактные микродвигатели
постоянного тока серии МБ
1 Группа	Тип микродвигателя	"ном’ В	^нОМ* Нм	• ЙНОМ’ об мин	Люм* А	Габаритные размеры двигателя, мм	Объем | комм у га- тора, см3 Л
I	МБ-11-112-01	27	0,004	2000+1,5%	0,1	0 35X78	400
	МБ-12-112 01	27	0,01	2000+1 5%	0,19	0 35 X 85	400
	МБ 21Н2-01	27	0 02	2000+1,5%	0,34	0 40 X 95	400
	МБ-22 112-01	27	0,04	2000+1,5%	0,65	0 40X105,5	500
II	МБ-11-Н1-08	27	0.015	9000	1,1	0 35X71	600
	МБ-Н-НЗ 01	27	0.003	хюо	0,14	•/) 35x80	700
	МБ-12-Ф1 06	14	0,004	4500	0,26	0 42X78	400
	МБ 12-Ф1-08	14	0,008	8000	0,95	0 42X78	500
	МБ 21Н1 02	24	0.012	1500	0,35	0 45.5X62	500
	МБ-41 Н1-01	27	0.1	•2000	1,8	0 70X87	800
	МБ 41 111-02	27	0.12	4000	3.1	0 70X87	900
	МБ-21-15	27	0.0165	3000	0.45	—	—
	МБ-21-16	27	0.025	3000	0,55	—	—
	МБ-21-19	27	0,01	12500	0,85	—	—
	МБ 21-25	25	0.008	1500	0,29		—
	МБ 22 23	27	0017	ЮОО	0.8		—
	МБ 11 26	27	0004	30)0	0.1	—	—
	МБ 31 27	27	0.04	12000	2,4		—
Примечание,
щения.
Микродвигатели группы
I имеют стабилизированную частоту вра-
214
Таблица П.З
Микродвигатели постоянного тока с дисковым якорем
Тил микро- двигателя	тм с	л. об/мии	Л,иом > Нм	Р ном» Вт	Лг.НОМ* “ А	в	Масса, кг
ПЯ-5	0,016	3000		5	1 67	6	0,355
ПЯ-20	0.016	3000	—	20	5 67	6	0 78
ПЯ-50	0,019	3000	—	50	7,5	12	1,1
ПЯ-125	0.021	3000	—	125	16,0	12	1,96
ПЯ-250	0.013	3000	—	250	31,7	12	6
ПЯ-500	0,013	3000	—	500	13,8	48	9
Таблица П.4
Микродвигатели постоянного тока серии ДПМ
Тин микродви- гателя	п. об/мин	£/, В						Масса, г	Габаритные размеры, им
		27			12				
		"ном- Н-м	Люм* А	". VCK- Н м	Л,ном* Н-м	^НОМ’ А	"ну СК Н-м		
ДПМ 20	9000	00015	0,15	0,006	0.0015	0 35	0.006	65	20X30
	6000	0,002	0,1о	0,005	0,002	0,33	0.005		
	4500	0,002	0 15	0,004	0,0015	0125	0.001		
	2500	—	—	0,002	0,001	0,10	0,002		
ДПМ-25	9000		—	0 015	0 0035	0,65	0,015	120	25x35
	6000	0 005	0,3	0,015	0 0045	0,60	0,010		
	4500	0.005	0,22	0,012	0,005	0,52	0.012		
	2а00	0.005	0,15	0.008	0,005	0,26	0,008		
ДПМ-30	9000			—	0 035	0 007	1,2	0 035	220	30x45
	6000	0.007	0,4	0 025	001	1,2	0 035		
	4500	0.01	0,50	0.03	001	1,0	0.025		
	2500	0,01	0,25	0,02	0,01	0,6	0,02		
ДПМ 35	9000	0.015	1,3	0,07	0,015	2,8	0.07	340	35x50
	6000	0.02	1,1	0,06	0 02	2,2	0.06		
	4500	0.02	0,85	0,05	0,02	1,6	0,05		
	2500	0.02	0,58	0,035	0.02	1,15	0,035		
П р и м е ча н и е Электромеханическая постоянная времени микродвигателей серии
ДПМ составляет 0.035—0.055 с Микродвигатели серии ДПМ применяются при следующих
условиях эксплуатации 1) температура окружающей среды о —60 до 60“ С; 2) относи
тельная влажность до 98% при температуре 20’С; 3) атмосферное давление от 2 до 0 5 атм:
4) вибрация мест крепления в любом направлении с частотой от 10 до 2000 Гц при ускоре-
нии 10 g и амплитуде колебаний не более 1 мм; 5) линейное ускорение до 50 g в любом
направлении.
215
Таблица П.5
Микродвигатели постоянного тока с полым якорем серии ДПР
Тип микро- двигателя	л, об/мии	£/-12 в			С/-6 В			Масса, г	Габаритные размеры, мм
		^*иом» Нм	ЛюМ’ А	^*иуск’ Нм	4И НОМ» Н-м	Люм’ А	Лвуск’ Н-м		
ДПР 22	9000	0,001	0,145	0,004	0,001	0,29	0.004	36	12)15x36
	6000	0,0012	0,130	0,003	0,001	0,23	0,0026		
	4500	—	—	—	0,001	0,175	0,0026		
	2500	-—	—		0,001	0,13	0 002		
			(7=27	3		(7=12	В		
ДПР-32	9000	0,002	0,14	0,013	0,002	0,3	0,015	80	0 20X46
	6000	0,0025	0,12	0,01	0,002	0,2	0,011		
	4500	0,025	0,095	0,0075	0,002	0,16	0,0075		
	2500	—	—		0,002	0,115	0,0046		
ДПР-42	9000	0,005	0,29	0,036	0,005	0,66	0 (Г,	150	0 25X54
	6000	0,005	0,20	0,022	0 00а	0,45	0 0°4		
	4500	0,005	0,16	0,017	0,005	0,35	0 01е)		
	2500	0,005	0,11	00107	0,005	0,21	0017		
ДПР-52	9000	0,01	0,53	0,12	0,01	1.2	0,108	260	0 30X64
	6000	0,01	0,36	0,087	0,01	0,8	0,08 Ц		
	4500	0,01	0,26	0,075	0,01	0,6	0 068		
	2500	0,01	0,16	0,42	0,01	0,35	0.051		
ДПР-62	9000	0,02	1,00	0,2	0,02	2,4	0 19	410	0 35 X 74
	6000	0,02	0,72	0,17	0,02	1,5	0.117		
	4500	0,02	0,55	0.117	0,02	1 ,2	0.125		
	2500	0,02	0,33	0,032	0,02	0,7.3	0,081		
ДПР 72	6000	0,04	1,35	0,35	0,04	з.о	0,32	630	0 10X84
	4500	0,04	1,00	0,3	0,01	2,2	0.28		
	2500	0,04	0,6	0,19	0,04	1,3	0.1 S5		
Примечание. Электромеханическая постоянная времени микродвигателей серии ДПР
составляет 0,01а—0,02 с. Микродвигатели серии ДВР можно применять при следующих ус-
ловиях эксплуатации: |) температура окружающей среды от —60 до +60° С: 2) относитель-
ная влажность среды до 98,, при температуре 40’С. 3) атмосферное давление от 3 до
0.5 атм; I) вибрация мест крепления в любом паправл нив с частотой от 5 до 2000 Гц при
ускорении 10g и амплитуде колебаний не более I мм. 5) линейное ускорение до 100 g вдоль
осн Микродвигателя и до 50 g в любом направлении; 6) ударные нагрузки до 50 g в любом
направлении
Таблица П.6
Двигатели постоянною тока серий ДК-1. ДК-2
(номинальная частота вращения 1000 об*мин)
Тип	ном Н-ж	р ПОМ кВт	Л1 •’РУ»	J. гм1	Габаритные размеры, мм	Масса, кг
			/WHOM			
ДК1-1.7	1,7	0,17	4 1	1,1	0 140 X 375	12,7
ДК1 2,3	2,3	0,23		1,55	0 140 X 408	15,5
ДК1 3.5	3,5	0,35	5,2	1,95	0 140 X 441	18,2
ДК 1-5,2	5,2	0,5	6	2,0	0 140x507	23,7
ДК2-.1.7	1,7	0,17	4. 1	1,0	0 123X390	12,5
ДК2 2,3	2,3	0,23		1,2	0 128 X 430	17
ДК2 3,5	3,5	0,35	5,2	2,0	0 132X 470	21
ДК2-5.2	5,2	0,5	6	2.8	0 143X510	25
216
Таблица П.7
Двшатели постоянного тока серий ДП и ДПУ
(номинальная частота вращения 3000 об/мин)
Тип	Л,ном • Н-м	р ном’ кВт	'Ипрел	г-м!	2Габа[итныс размеры,* мм		Масса, кг
							
ДП-35	0,06	0,025	3,6	0,008	0	35 X 136	0,9
ДП-40	0,09	0,04	4,5	0,019	0	40X145	1.1
ДП-50	0,14	0,06	5,8	0,025	0	50x167	2,0
ДП-60	0,21	0,09	7,5	0,055	0	60 X 187	2,0
ДПУ-160	0,5	0,18	5	0,17	0	130Х 172	13,0
Таблица П.8
Асинхронные исполнительные микродвигатели серии ДКИ (/=400 Гц)
1МЛ микродви гатеая	1 "	сс ь	иГ в			С. мкФ	н-н ИГ 1	X о X	ник/90 ‘Кони (	CJ Я V	Масса, г	Габаритные размеры, мм
ДКИ-1-12ТВ	1	115	2X18=36	O.12lo, 18		0,15	0,0031	0,0018	5500	0,01	100	0 25 X 60
ДКИ-2.5-12ТВ	2.5	115	2X18=36	0,12	0,3	0,22	0,0065	0,004	6000	0,015	180	0 32 X 70
ДКИ-6-12ТВ	6	115	2X18=36	0,25	0,6	0,3	0,013	0,0087	6750	0,02	ЗоО	0 40X83
ДКИ-16-12ТВ	16	115	2X18=36	0,35	,75	0,47	0,03	0,0195	8000	0,03	750	050x105
Примечание. Двигатели способны устойчиво и надежно работать прн температуре
окружающей среды от —60 до +85° Сив условиях длительного воздействия влаги при тем-
пературе 4-40° С.
Таблица П.9
Асинхронные исполнительные микродвигатели с полым немагнитным ротором
серии ДИД
Тип микродвигателя	р ном’ Вт	X со в, са	в	п Ь*			U	М , Нм	Я д ? к
ДИД 0,1 ТА	0,1	2	36	30	0,08	0,07	400	0,00026	0,00015
ДИД 0 5ТА	0,3	3,3	36	30	0,15	0,11	400	0 0007	0,00035
ДИД 0.6ТЛ	0,6	3,0	36	30	0,155	0,1	400	0 0012	0.00065
ДИД 1ТЛ	1	3,6	36	30	0,25	0,12	400	0,0016	0,0009
ДИД 2ТЛ	2	7,0	36	30	0,4	0,23	400	0,0034	0,0018
ДИД ЗТЛ	3	12	36	70	0,7	0,4	400	0,01	0,0056
ДИД 5ТА	5	14	36	30	1,2	0,48	400	0,022	0,012
ДИТ, ЮТА	10	22,5	36	30	1.4	0,75	40)	0,028	0015
217
Продолжение табл. П.9
Тми микродвигателя	«о. об/мин	ч. %	с/т, в	КГ’М1	V с	Масса, г	Габаритные размеры, ым
ДИД 0,1 ТА	13000			0,5	2,2-10-8	0,09	25	0 18,5X38
ДИД О.5ТА	14000	—	0,5	4,4-10'8	0,09	50	0 22,2X44,8
ДИД 0.6ТА	16000	11	0,5	7,4-10-8	0,05	60	0 26 X45,5
ДИД 1ТА	18000	17,5	0,5	6,9-10-8	0,038	ПО	0 33X54,5
ДИД 2ТЛ	18000	20	0,5	8 8-Ю-8	0,032	160	0 33X68,5
ДИД ЗТА	8000	20	0,7	23,2-1О8	0,026	350	0 48 x 70
ДИД 5ТА	6000	20	0,7	245-1О-8	0.052	720	0 60X104
ДИД ЮТА	10000	30	0,5	360-1О8	0,05	1000	—
Таблица П10
Асинхронные исполнительные микродвигатели серии ДМ (нагревостойкие)
Тнп микро-		сс	С2			-г	Нм	X я	сс		
лвига гс.пя	ь		f-			1	чГ	е	о X а.	X р	о 3
ДМ-0,01	12	12			0,1	0,1	400	2,5-10-4	8000	0,01		20
ДМ-0.1	36	18	—	0,09	0,07	400	6-10-4	8500	0,1			40
ДМ-0,4	36	30	1	0,125	0,15	400	20-10-4	5800	0,4	0,021	70
ДМ-1	36	30	1	0,24	0,29	400	40-10-4	5800	1,0	0,03	175
ДМ-2,5	36	30	1	0,41	0,46	400	100-10-4	5800	2,5	0,066	330
Таблица П.11
Двухфазные асинхронные микродвигатели с редукторами
Тип	и„ и		В А	Рв' В-А	р НОМ» Вт	В	V с	itHh/go и	Масса, г	Г a6ai итные размеры, мм
	поел едока тель- ное соедине- ние	параллельное соединение								
РД-09 \	127		14	11	0,9	3,5	0,02			
РД-09П		20	8	12,7	0,9	1,0	0,02			
РД-09П2		10	8	12,7	0.9	0,75	0,02			
ДКИР 04 201В	24	12	0,2*	0.06**	0,4	1	0,012	20	300	И 10X100
ДКИР-04-50ТВ	24	12	0,2*	0,06**	0,4	1	0,012	40	300	S 40X100
127 В емкость конденсатора
Ht обмотке
возбуждения
Примечание Напряжение _____________
в цепи возбуждения 1 мкФ, частота 60 Гц.
* При параллельном соединении полуобмоток.
•• Ток, выраженный в амперах.
218
Таблица П.12
Двухфазные нагревостойкие двигатели-генераторы типа ДГМ
Техническ е данные	ДГМ-0,1	ДГМ-0,4	ДГМ-1	ДгМ-2.5
1Ад, В	36±2	36±2	36±2	36±2
(7 уд, в	18	30	30	30
о.г, в	36±2	36±2	36±2	36±2
Л, Гц	400	400	400	400
п., об/мин	8500	6000	5500	5500
Мп, Н-м	6-10 4	20-10 4	50-Ю-4	100I04
	90	125	240	410
	70	150	290	460
/и. мА	120	120	120	120
ST, В/(1000 об/мин)	0,1	0.5	0,5	1
£о т, мВ	15	25	25	50
ДЕо.т, мВ	5	5	5	5
Масса, г	100	160	300	550
Срок службы	2200 ч на протяжении			1 лет
Таблица ПЛЗ
Асинхронные микродвигатели общего применения серии УАД
Т ии микродвигателя	р ном’ Вт	лном» об/мми	Аном’ А	%	''шах	Л1.,уск/		с, мкФ
					^ном	л,ном		
	Трехфазный режим (соединение звездой,					220 В)		
УАД-12	1,5	2700	0,055	14	2,5	2,5	2	
УАД-22	4	2700	0,08	28	2	1,5	2	
УАД-32	7	2700	0,11	30	2	2	2,5	
УАД-42	13	2700	0,13	45	2	2	3,2	
УАД-52	20	2700	0,17	ао	2	2	4,5]	
УАД-62	40	2700	0.25	60	1,5	1,0	6	
УАД 72	70	2700	0,4	65	1,5	1,5	6	
У АД-24	1,2	1280	0.05	9	2	1,5	1,5	
J АД-34	2,5	1250	0.09	11	1,5	1,5	1,5	
У АД-44	6	1280	0 13	20	1,5	1,5	2	
УАД-54	9	1280	0,17	25	1,5	1,5	2,5	
УАД-64	20	1280	0,23	40	1,5	1,5	3	
У АД-74	30	1280	0,3	50	1.5	1,5	3,5	
		Одн	афазный р	ежим	220 В)			1 м
УАД-12	1	2750	0.055	10	2	05	2	0,5
УАД 22	3	2750	0.08	20	2	05	2	1
УАД-32	5	2750	0.11	25	1.5	0,3	2,5	1,5£
УАД-42	10	2750	0,13	44	1,5	0.3	3	1,5
УАД 52	18	2750	0 19	50	1,5	0.3	3,5	2
УАД-62	30	2750	0,3	54	1.5	0.2	4	4
У АД-72	50	2750	0,42	60	1.5	0,1	5	5
219
Продолжение табл П13
Тип микродвигателя	р ком Вт	Дном,’ об/мин	^ном> 'А	ч.	Л*п,ах	'’’пуск	Aiycfc/ /ном	С, мкФ
					"ном	Л1ном		
		Однофазный реж			им			
УАД-.24	1	1280	0,055	9	1,5	0,5	1,5	0,5
УАД-34	2	1280	0,09	11	1,5	0,5	1,5	1
У АД-44	4	1300	0,14	14	1,0	0,5	1,5	2
УАД-54	15	1300	0 16	25	1,5	0,5	2	2
УАД-64	25	1300	0,23	35	1,5	0,3	2,5	3
У АД-74	8	1300	0,3	45	1,5	02	3	4
Таблица П.14
Асинхронные двигатели серии 4А
Тип	Л/ , Н«м	р	? ном» КИТ	ль об/мин	'’’пред	Л г«м*	Г абаритнне размеры, мм	Масса, кг
				'”ном			
4А50А2УЗ 4А50В2УЗ 4А56А2УЗ 4А56В2УЗ 4А63А2УЗ 4А63В2УЗ 4А71А2УЗ 4А50А4УЗ 4А50В4УЗ 4А56А4УЗ 4А56В4УЗ 4А63А4УЗ 4А63В4УЗ 4А71А4УЗ 4А71В4УЗ	0,30 0,40 0,60 0,83 1,23 1,83 2,50 0,40 0,60 0,80 1,20 1,67 2,47 3,67 5,00	0 09 0,12 0,18 0,25 0,37 0,55 0,75 0,06 0 09 0,12 0,18 0,25 0,37 0,55 0,75		4,0	0,095 0,107 1,66 1,86 3,05 3,6 3,9 0,115 0,13 1,8 3.1 4.9 5,5 5,6 5.7	0 104X174	3,3
						0 120X194	4,5
			3000 1500	4,5 5,5		0 130x216	6,3!
						0 170 X 285	25,1
				2,5			
						0 104X174	3,3
				3,5 4,0		0 152X194	4,5]
						0 164x216	6,3!
				4,5		0 201X285	15, Ц
Таблица П.15
Двухфазные синхронные гистерезисные микродвигатели серии Г
Тип микродвигатели	^2ном» Вт	р 1ном Вт	Лион» А	Л, об/мин	Габаритные 'размеры, мм	Масса, кг
Г-205	1	20	0,09	3000	0 55X60	0,4
Г-314	8	35	0,18	3000	0 72X90	09
Г-413	16	60	04	3000	0 88ХН5	1 8
Г-509	40	100	0,7	3000	0 103X145	3,5
Г-316	4	30	0,18	1500	0 72X90	0,9
Г-415	12	50	0,4	1500	0 88X90	1 8
Г 511	30	90	0,7	1500	0 103X145	3.5
П р в и е ча а	де. Навряд	Еение питан	ки однофаз	иое 220 В 60 Гц		
220						
Таблица П 16
Однофазные синхронные миогополюсные микродвигатели
с постоянными магнитами типа ДСМ
(с экранированными полюсами статора)
ТИП двигателя	pv В-А	в	Л. Гц	п об/мин	'«нош Н-м	Масса, кг	Габаритние размеры, м.ч
ДСМ-1/300	4	12, 24, 36, 127, 220	50/60	1/300	0,3	0,275	60X63X55
ДСМ-0,2	4	12, 24, 36, 127, 220	50/60	0,2	0,25	0,275	60X63X35
ДСМ-2	4	12, 24, 36, 127, 220	50/60	2	0,15	0,275	60X63X55
ДСМ-60	4	12, 24, 36, 127, 220	50/60	60	0,004	0,25	60X63X55
ДСМ-375	4	12, 24, 36, 127, 220, 230, 240, 380, 400, 415, 440	50/60	375	0,0008	0,13	60X63X32
Примечание. Все типы двигателей, за исключением ДСМ-375. имеют встроенные
редукторы.
Таблица П.17
Двухфазные синхронные реактивные микродвигатели
Технические данное	Тип двигателя	
	С Д-54	СД-10
Рио.ч Вт С|. В Ь. Гц об/мин С, мкФ 1цуск, С А -Мпич/ЛГюЯ Масса, кг Габариты, мм Передаточное число встроенного ре- дуктора	10 127* 50 1500 1 3 0,12 1 84X98X115 От 1/1-5,62	10 127/220 50 3000 3/1 0,38/0,22 2 1,9 5 до 1/670
* Подключение к сети 220 В производится через сопротивление 1600 Ом типа ПО-60.
221
00
С
Шаговые микродвигатели с постоянными магнитами на роторе
(напряжение питания 27 В)
Масса, кг		ОНО	тГ 00 Ю	IQ rf ОС >О СЧ CN ЮО С? с ’-'Ю ОС -<(NIO О С - - CN С о ю О О О О —• СО ОС —’ тГ О О О —1 сч ОС о с с >- см со — ♦—«
	'абаритные размеры, мм	OCONin о со о о тг	ем	л Г- N С L" с - ~ СЧ 04 1ф iO 1О О О ОС ОС 00 04 Г'- О LC £ ос о — у Y у уо? Т* 1С (СХ у ОС ’Т LC t" GC у ХХХХХ(5о,пс>ХХХХХсХХХХХф соосооеч^ссчоосоосчооссо тгтгюосо — — — — со*гю-лфас — сотгио^сос —
		О О Q Б> Ki iS 5) iS 013 iS О $ 43 IS >51 >3 43 О 13 Si
	сз CL	b- CIO	to Ю »о -±0040010 000—- ссе iCC-1 -X X 'CN N с CMOICO тГ X -±О4Г- -гг — — со хс о —--ечсою — сосчсо	— 04
		
й	номиналь- ная	ооооооооооооооооооооо «О «О ОЮ О Ю С ОС Г- о »О 04 О »О С О «О Ю Ю «О о -± СО СО 04 04 — —	ТГСОСОСООЧСМЮ-ТСО’	• —'
		
£0		
	холосто гс хода	QOCOOOOOO llll 1 1 1 1 1 1 1
S S а а “ X Ч		г-~ г- ।	|	|	г-	г- 7 7^0	1 ООО	г- |	r_ I- 1 * Д	ос		 — Г- г-	, о^	1 1 О 	. . .  1	ОС — 1 1	ОО — 		 . , оооооо-		 - ООО	• • О 00 04 04 СО С 04 • ' • ю О 04 • • • Ю С О1 04 СО — Ю — ТГ — СО ТГ — СО Г- 04 -С	СО Г- 04 О —
Лот’ кг-м*		к.	г, к. 7 7 7 7 7 N	оос ооос22-7^Т |	I | I I | | I I I . — — • -ООО tO	* * *о Г-~ CJi С^1 ‘Ч -с ос 04 04 СО о> 04 04СО — Ю — ^Г — СО^
Л1 НИ Гр.НОМ Нм		0,0025 0,004 0,01 0,025 0,04 0,1 0,4 0,6 1,0 0,001 0,004 0,01 0,04 0,06 0,1 0,001 0,004 0,01 0,01 0,06 0,1
max' Н'М		Ьф	С' -Г 04 СО ОС ю —1	—•СОЮ	04 — С Ю О О С —1 см СО О —’ С С С — 04 1.0 О О СО 004 Ю О il" ООО 000— счпссосс- ооосо-
•ил *&ги		Tt-r-*”^TfxbTt-r-r-Ol<NO4O)OJO4C0r000'^C0C0
ITCdJ ‘т»		to ю ю to to to CN 04 04 04 04 04 ОС СО ОС Ю «О Ю Ю LO СС Ю 1О Ю tO Ю tO 0404 04 040401 — — — — —		 —	. —.
Тин микродвига- теля		<Я й <“	^•'73,г?Т1<?“г~е1,р?'Г1‘?''1? “О- *'1-^<;<;<;с^С'1Счечсче4с^соссе6сосо<'0 о ооо о — y со — ririr^.y з э „ д а ~ з за =з а а
222
Таблица П.19
Шаговые двигатели реактивные четырехфазиые серии ШДР
Тип микродви- гателя	да 3 в	Л'с max’ Н м	И.Н .кои-Лиш*	X о	сч 2 С. я X	Ли.Яв		Р„ Вт	|	а "п |	Габаритные, размеры, мм	Масса, кг
						холостого хода	1 поминальная				
ШДР-231	9	0,0125	3,004	3,83-10"7	0,1-Ю-7	1500	700	20	28	0 35X58	0,18
ШДР-321	6,43	0,0045	0,002	—	0,1-Ю-7	—	450	8,1	28	0 34 X 39	0,155
ШДР-521	9	0,054	0,016	3.1-1 о-7	5-Ю-7	1500	600	56	28	0 48 X 85	0,45
ШДР-523	3	0,16	0,04	28-Ю-7	45-10 7	1500	600	56	29	0 58X116,5	0,5
ШДР-711	3	0,12	0,04	15-Ю-7	15-10 7	1100	600	49	14	0 58X44	0,35
ШД Р-721	3	0,19	0,06	21,5-10 7	22-10 7	1100	600	70	14	0 58X58	0,5
Таблица П.20
Тахогенераторы постоянного тока
Тнп тахо- генератора	В	/„ А	В/(об/мин)	яшах* об-мин	V «хеш dJcn	*я- Ом	Масса, кг	Лот. кг-я‘
СЛ-161	ПО	0,050	0,020	3500	0,10	170	0,49	52-10-7
ТД-101	ПО	0.065	0,021	1500	0,10	330	0,70	62-10-7
ТД-102	по	0,065	0,050	1500	0,10	330	0,70	62-Ю-7
ТД-103	но	0,060	0.100	1500	0,10	660	0,70	196-10-7
ТГ-1	27	0.300	0,007	1100	0,01	430	1,85	685-10 7
ТГ-2	27	0.300	0,020	3400	0,02	115	0,80	137-10-7
ТГП-1	—	—	0,006	700	0,1	—	0,15	—
Примечания' 1. Срок службы тахогенераторов серии ТГ равен [ООО ч, остальных
серий—2000 ч. 2. Тахогенераторы серии ТД нормально работают при температуре окру-
жающего возауха от —10 до +40° С и относительной влажности его до 98%; серии ТГ — при
температуре от —40 до + 70'С и той же относительной влажности
Таблица П.21
Асинхронные тахогенераторы
Тип тахо- генератора	и„ В	/, .А	Гц	ST- В (об/мин)	ЛГг. %	ятах* об мин	Масса, кг
ТД-1	ПО	0,15	50	0,008	1.5	2400	3.0
ТД-2	127	0.13	50	0.008	1,5	2400	3,0
ЛТ-231	ПО	0,25	100—оОО	0,0085	0,1	4000	2,10
АТ-261	110	0,22	400	0.0075	0,1	4000	1,30
ТГ-4	ПО	0,30	400	0.0100	2,5	6000	1,50
ТГ-5Л к s.rw. -’ГЛ.	115	0.06	400	0.0110	2,5	9000	0.28
Примечания 1. Тахогенератор ТГ-5А снабжен термокомпенсатором температурной
погрешности выходного напряжения. 2. Тахогенераторы нормально работают при темпера-
туре окружающего воздуха от —40 до +50° С (ТГ-5 при температуре от —60 до +50° С) и
относительной влажности до 98%.
223
Таблица П.22
Дифференциальные сельсины							
Тип сельсина	В	Л, Гц	в	тс. кН-м/г:<ад	м стах’ Нм	Масса- кг	Габаритные размеры, ям
ДИД-101ТВ	50	50	52					0,80	0 62X119
ДИД-505ТВ	58	50	70	—	—	2.65	0 100X150
ДИД-204	100	400	95	—	—	0,39	0 45X109,5
НЭД-101ТВ	50	50	—	0,0006	0,03	0,80	0 62X119
НЭД-101БТВ	152	50	—	0 0004	0,025	0,80	0 62X119
НЭД-101П	100	400	—	0,001	0,065	0,81	0 62X119
НЭД-501БТВ	152	50	—	0,0017	0.125	2.80	0 100X150
ЭД-101 ТВ	58	50	39	0.0002	0.016	0,80	0 62X119
ЭД-501ТВ	58	50	54	0 0017	0,125	2,60	0 100X150
ЭД-501БТВ	39	50	36	0.0015	0,075	2.65	0 100X150
Таблица П.23
Бесконтактные сельсины-датчики с униполярным возбуждением
Тип сетьсина	У„ в	In	й	и„ в	'рот- кг-'1’	Масса, кг	Габаритные размеры, мм
БД-404.А	НО	50	0,45	52	1,32-10-5	1,25	0 62ХИ9
БД-404 Б	110	50	0,40	152	1,32-10 6	1,25	0 62ХИ9
БД 500	127	50	0,50	аа	8,7 -10 5	2 30	0 100 X 86,5
БД-501А	110	50	1,20	00	14,2-10 6	3.85	; 0 100X150
БД-501Б	110	50	1,20	152	14,2 • 10-s	3,85	• 0 100X150
Примечания: 1. Частота врвщ ния, обеспечивающая синхронное следование роторе
сельсинов-приемников. 500 об мин. 2. Срок службы при средней эксплуатационной частоте
вращения 10 обУмин 3000 ч. 3. Сельсины-датчики БД-500 нормально работают при темпера-
Tj i« окружающего воздуха от —40 до 1-гО'С и Относительной влажности до 98% [при темпе-
ратуре (20±5)°С) остальных тп: он при температуре от —40 до +40° С и относительной
влажности до 98% [при 4-(20 >)°С[.
Таблица П.24
Бесконтактные сельсины-приемники с униполярным возбуждением
Тип сельсина	С/.Э в	Л, Гц	I» А	в	«е, Н м/град		'рот* кг*ма	1 Масса, ’ кг	габаритные размеры, ми
БС-404А	по	50	0,40	50	0,0005	0,024	1,32-К)-5	1,30	0 62X119
БС-404Б	по	50	0,40	152	0,0004	0,021	1,32-10-5	1,30	0 62X119
БВ-405	по	50	0,09	34	—	—	1.32-10-5	1,25	0 62X119
БС-405Б	по	50	0,09	78	—	—	1 32-10-5	1,20	0 62X119
БС-500	127	50	0,50	55	0,0017	0,08	8.7 -10 5	2,40	0 100X86,5
БС 501А	110	50	1,20	55	0,0032	0,18	38,5-10 3	4,10	0 100X150
БС-501Б	ПО	50	1,20	152	0,0032	0,18	38.5-105	4,10	0 100X150
Примечания- I. Основные электрические характеристики приведены для парной ра-
боты с соответствующим по габаритам датчиком 2. Частота вращения, обеспечивающая
синхронное следование роторов сельсинов приемников, 500 об/мин. 3. Срок службы сельсянов
при средней эксплутацнопной частоте вращения 10 об/мин 3000 ч 4. Сельсины-приемника
нормально работают при температуре окружающего воздуха от —40 до +40° С (сельсины
БС-500 и ДБС-500 —при температуре от —40 до +55° С) и относительной влажности до 98%.
224
Таблица П 25
Бесконтактные сельсины с переходными трансформаторами
Тип сельсина	Режим работы	а “л	Ги	/„ А	с:	ire lj/и и ’’ш	Sc. при Яцаг.“ -1000 Ом В/град	Масса, кг	Габаритные размеры, мм
БД-160А	Датчик	110	400	0,30	10					0,42	0 45x80
БС 151А	Приемник индикатор- ный	НО	400	0,30	7,5	1.25-10 1 1-.4 10~«	—	0,47	0 45X68
БС-155А	Приемник трансформа- торный		400	0,15	4		0,7	0,33	0 45x68
П р и м е ча н и я, 1. Датчик БД-160А может работать в траисформаторвом режиме с
одним приемником БС-1Б5А и в индикаторном режиме с приемниками БС-1Б1А 2. Удельный
момент сельсина БС-151А указан в числителе для однотипного датчика и в знаменателе —
от БД-160А.
Таблица П.26
Синусно-косинусные вращающиеся трансформаторы
Тип трансформатора	t/j, в	/1 Гч	ZBx Ом	*тр	Габаритные размеры, мм
2,5ВТ	12	400	200	1	0 25X64
	27		400		
	27		800		
	27		1600		
3,2ВТ	27	400	200	1	0 32X72
	27		400		
	40		800		
	40		1600		
	40		3200		
4ВТ	27	400	200	1	0 40 x 87
	40		400		
	40		800		
	40		1600		
	40		3200		
5ВТ	60	400	200	1	0 50X100
	127		400		
	60		800		
	127		1600		
	127		3200		
6ВТ	127	400	200	1	0 60ХП0
	127		400		
	127		800		
	127		1600		
	127		3200		
225
Таблица П.27
Многополюсные вращающиеся трансформаторы
Технические данные	Тин трансформатора			
	ДСС-4	СКТ-64-65	БСКТ-128-65	СКТД-64-65(Д) (Днухкаиа.ЧЬ- ИМИ)
иъ в	36	36	36	36
fi, Гц	400	400	400	400
р, шт.	2	32	64	1/32
^вых max» В	18	8.5	1.0	8
А , угл мни	1.5	0.5	0.5	5/1
Д()т, утл. мни	±3	±1	±0.5	±12
Масса г	250	180	195	300
Габаритные размеры мм	0 70Х	0 65X16	0 65X16	0 65X25
	Х16			
ЛИТЕРАТУРА
1.	Ахметжанов А. А. Высокоточные системы передачи угла для авто-
матических устройств.— ЛЕ: Энергия, 1975
2.	А л е к с а н д р о в а А. Т. Оборудование электровакуумного производства.—
ЛЕ: Энергия, 1974.
3.	Андреев А. А. Автоматические показывающие, самопишущие и регули-
рующие приборы.— Л  Машиностроение, 1973.
4.	Адаме и к о А. И Методы исследования несимметричных асинхронных
машин,— Киев Наукова думка, 1969.
5	Б е р г ш т с и и С. Г. Импульсное управление скоростью вращения электро-
двигателя.— ЛЕ—Л.: Энергия, 1964
6.	Вертинов А. И. Электрические машины авиационной автоматики.- ЛЕ :
Оборопгиз, 1961.
7.	Вертинов А. И, Вар л ей В В Электрические машины с катящимся
ротором ЛЕ: Энергия, 1969.
8.	Брускин Д. Э. и др. Электрические машины Ч 1 и 2.— М : Высшая
школа, 1979.
9.	Б а с о в Е. П. и др Графические регистрирующие устройства ЕС ЭВЧ.—
М.: Статистика, 1977
10.	Дискретный электропривод с шаговыми двнгателями/Под ред. ЛЕ Г. Ч и-
л и к и и а.— М.: Энергия, 1971.
11	Ермолин Н. Г1 Электрические машины малой мощности — М : Высшая
школа 1967.
12.	Е р м о л и н II П„ Же р и х и н И. П. Надежность электрических машин —
Л.: Энергия, 1976.
13	3 а в а л и ш п н Д. А. и др. Электрические машины малой мощности —ЛЕ—
Л.. ГЭИ, 1963.
14.	Костенко М Г1, Пиотровский Л. ЛЕ Электрические машины
Ч. I и 2 — Л.; Энергия. 1973.
15.	К а а с н к Ю. П., Несговорова Е. Д. Управляемые асинхронные дви-
гатели.— ЛЕ—Л . Энергия, 1965.
16.	Казанский В. ЛЕ, Основой Л. Д. Малоинерционпые электродви-
гатели постоянного тока с печатной обмоткой на якоре.— ЛЕ—Л.: Энергия, 1965.
17	Кел им 10 ЛЕ и др. Совмещенные электрические машины для автома-
тики.— ЛЕ: Энергия. 1969.
18.	Каасик П Ю. и др. Расчет управляемых короткозамкнутых микродви-
гателей.— Л: Энергия. 1972.
19.	Кононенко Е. В Синхронные реактивные машины.— М.: Энергия,
1970
20	Копылов II П Электромеханические преобразователи энергии - ЛЕ:
Энергия. 1973
21.	Каган Б. ЛЕ и др Запоминающие устройства большой емкости.— ЛЕ:
Энергия. 1968.
22.	К у р к и н В И., Житков В. С. Оборудование для производства рези-
сторов. М Энергия, 1979
23	К у р к и н В. И , Ж и т к о в В С. Устройстве? и наладка оборудования
электровакуумного производства.—ЛЕ Высшая школа, 1976
24	Лопухина Е ЛЕ, С о м и х и и а Г. С Асинхронные мпкромашииы
с полым ротором — ЛЕ: Энергия, 1967.
25	Львов II. С. Автоматизация контроля и регулирования сварочных
процессов — ЛЕ. Л1ашиностроенне, 1973.
26.	Микродвигатели для систем автоматики (технический справочник)/Под
род. Э. А Л о д о ч н и к о в а и Ф. М 10 ф е р о в а — М Энергия, 1969.
27.	Натежность и качество электрических машин малой мощности. Сб.
ВНИИЭлектромаш АН СССР — Л : Наука, 1971
28.	Овчинников И. Е„ Лебедев Н. 1-1. Бесконтактные двигатели посто-
янного тока автоматических устройств — ЛЕ—Л . Наука, 1966.
29.	По ловко А. ЛЕ Основы теории надежности — М Наука, 1964
227
30.	Свечарник Д. В Дистанционные передачи.— М,— Л.: Энергия, 1966.
1977^1’ С аВе та Н. н др. Печатающие устройства.— И.: Машиностроение,
32 ХрущевВ В Электрические микромашины автоматических устройств.—
Л.: Энергия, 1976.
33.	Чернышев В. О. Поворотные трансформаторы и их применение в вы-
числительных и автоматических устройствах.— М.—Л.: Энергия, 1965.
34.	Чечет Ю. С. Электрические микромашииы автоматических устройств.—
М.: Энергия, 1964.
35.	Электротехнический справочннк/Под ред. И Н. Орлова — М Энергия,
36.	Электронная промышленность: Научно-технический сб., 1981, № 10.
37.	Электровакуумное машиностроение: Межвузовский сб.— М.: МИРЭА, 1978.
38.	Ю ф е р о в Ф М Электрические .машины автоматических устройств.—
М Высшая школа, 1976.
39.	Ю р е в и ч Е. И н др. Устройство промышленных роботов.— М.: Машино-
строение, 1980.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие............................................................ 3
Введение........................... ....	.	4
§ В.1.	Классификация электрических микромашин и их роль в совре-
менной технике .................................................... 4
§ В.2.	Основные технико-экономические требования к электри-
ческим микромашинам................................................ 7
Глава	I.	Электромашинные усилители................................... 9
§	1.1	Общие сведения и классификация. 9
§ 1.2.	Электромашииный усилитель поперечного поля. Конструкция и
принцип действия.................................... .	11
§ 1.3.	Статические и динамические характеристики электромашинного
усилителя поперечного поля ....................................... 14
§ 1.4.	Применение электро.машпнных усилителей..................... 19
Глава 2. Электрические микродвигатели постоянного тока................ 21
§ 2.1.	Обшие сведения и классификация ............................ 21
§ 2.2	Исполнительные микродвигатели постоянного тока. Конструкция
и принцип действия .	.................................. 22
§ 2.3	Способы управления исполнительными микродвигателями посто-
янного тока....................................................... 31
§ 2.1.	Динамические характеристики исполнительных микродвигателей
постоянного тока .................................... .	.	43
§ 2	5 Универсальные коллекторные микродвигатели................ 46
§ 2	6. Применение исполнительных микродвигателей постоянного тока 50
Глава 3. Асинхронные .микродвигатели.................................. 52
§ 3.1	Исполнительные асинхронные микродвигатели. Конструкция и
принцип действия ................................................. 52
§ 3.2.	Способы управления исполнительными асинхронными микродви-
гателями ......................................................... 62
§ 3.3.	Динамические характеристики исполнительных асинхронных
микродвигателей................................................... 70
§ 34	Совмещенные асинхронные микродвигатели усилители .	_	73
229
§ 3.5	Вспомогательные однофазные микродвигатели переменного тока 75
§ 3.6.	Применение исполнительных асинхронных микродвигателей .	82
Глава 4 Синхронные микродвигатели..................................... 84
§ 4.1.	Синхронные микродвигатели непрерывного вращения............ 84
§ 4.2.	Равномерность вращения роторов синхронных микродвигателей 100
§ 4.3.	Синхронные микродвигатели непрерывного вращения с понижен-
ной угловой скоростью ротора .................................... 102
§ 4.4	Синхронные шаговые микродвигатели......................... 114
§ 4.5	Применение синхронных микродвигателей.............. ....	125
Глава 5. Тахогенераторы...................... .	.	. .	131
§ 5.1	Общие сведения и классификация........................... 131
§ 5	2.	Тахогенераторы постоянного тока....................... 132
§ 5.3	Асинхронные тахогенераторы переменного	тока .............. 139
§ 5.4	Синхронные тахогенераторы .	147
§ 5	5.	Динамические характеристики тахогенераторов .......... 148
§ 5	6 Применение тахогенераторов.............................. 150
Глава 6. Сельсины.................................................... 155
§ 6	1. Общие сведения и классификация......................... 155
§ 6.2	Конструкция однофазных сельсинов.......................... 156
§ 6.3	Индикаторный режим работы сельсинов....................... 160
§ 6	4 Трансформаторный режим работы сельсинов................. 168
§ 6.5	Схема индикаторной передачи с дифференциальным сельсином 172
§ 6.6	Схема индикаторной передачи с yen lenneM момента.......... 173
§ 6.7.	Применение сельсинов ..................................... 175
Глава 7. Вращающиеся трансформаторы.................................. 178
§ 7.1	Общие сведения и классификация............................ 178
§ 7.2	Конструкция вращающихся трансформаторов	...	179
§ 7.3.	Сннусно косинусные вращающиеся трансформаторы	...	180
§ 7.4.	Симметрирование вращающихся трансформаторов............... 184
§ 7.5.	Вращающиеся трансформаторы: линейный, масштабный, преобра-
зователь координат и фазовращатель ...	.............. 188
§ 7.6.	Погрешности вращающихся трансформаторов................... 194
§ 7.7.	Вращающиеся трансформаторы в системах дистанционной пере-
дачи углового перемещения повышенной точности .	.	196
§ 7.8.	Применение вращающихся трансформаторов ................... 201
230
Глава 8 Общие вопросы надежности электрических микромашин . . .	207
Приложение.......................................................... 2'4
Литература.......................................................... 227
Оглавление.......................................................... 229
2 ,8 uz
/ 7