/
Text
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие...................................• . .............. 3
Введение......................................................... 5
§ В.1. Классификация электрических микромашин, и их
‘ роль в современной технике................. 5
§ В.2. Основные технико-экономические требования к
электрическим микромашинам ... ... 8
§ В.З. Общие вопросы надежности электрических микро-
машин ............................................... 9
Глава первая. Электромашинцые усилители.................... 16
§ 1.1. Общие сведения и классификация.................. 16
§ 1.2. Электромашинный усилитель с самовозбуждением 18
§ 1.3. Электромашинный усилитель поперечного поля.
Конструкция и принцип действия........................ 23
§ 1.4. Статические и динамические характеристики электро-
машинного усилителя поперечного поля .... 26
§ 1.5. Применение электромашинных усилителей ... 31
Глава вторая. Электрические микродвигатели ..................... 35
§ 2.1. Общие сведения й классификация.................. 35
§ 2.2. Исполнительные микродвигатели постоянного тока.
Конструкция и принцип действия......................... 36
§ 2.3. Способы управления исполнительными микродвига-
телями постоянного тока..................... . 46
§ 2.4. Динамические характеристики исполнительных
микродвигателей постоянного тока................. 57
§ 2.5. Универсальные коллекторные микродвигатели . . 60
§ 2.6. Исполнительные асинхронные микродвигатели.
Конструкция и принцип действия .... 64
§ 2.7. Способы управления исполнительными асинхрон-
ными микродвигателями.................................. 73
§ 2.8. Динамические характеристики исполнительных асин-
хронных микродвигателей....................... . . 82
§ 2.9. Синхронные микродвигатели непрерывного враще-
ния ...................'............................... 84
§ 2.10. Равномерность вращения роторов синхронных
микродвигателей........................................ 99
§ 2.11. Синхронные микродвигатели непрерывного враще-
ния с пониженной скоростью вращения ротора . ЮЗ
§ 2.12. Синхронные шаговые микродвигатели ..... 115
§ 2.13. Вспомогательные однофазные микродвигатели пе-
ременного тока.........................................126 „
§ 2.14. Совмещенные микродвигатели переменного тока . 133
§ 2.15. Применение исполнительных микродвигателей . , 137
Глава третья. Тахогенераторы.................................. 142
§ 3.1. Общие сведения , и классификация................142
§ 3.2. Тахогенераторы постоянного тока.................143
§ 3.3. Асинхронные тахогенераторы переменного тока . 150
§ 3.4. Синхронные тахогенераторы переменного тока . 159
§ 3.5. Динамические характеристики тахогенераторов . . 160
§ 3.6. Применение тахогенераторов .....................162
Глава четвертая. Сельсины...................................... 166
§ 4.1. Общие сведения и классификация..................166
§ 4.2. Конструкция однофазных сельсинов ..... 167
§ 4 3. Индикаторный режим работы сельсинов .... 171
§ 4.4. Трансформаторный режим работы сельсинов . , . 179
§ 4.5. Схема индикаторной передачи с дифференциальным
сельсином............................................
§ 4.6. Схема индикаторной передачи с усилением момента.
§ 4.7. Динамические характеристики сельсинов в индика-
торном режиме . ....................
§ 4.8. Применение сельсинов .... ............
Глава пятая. Поворотные трансформаторы .........
§ 5.1. Общие сведения и классификация................
§ 5.2. Конструкция поворотных трансформаторов
§ 5.3 Синусно-косинусные поворотные трансформаторы
§ 5.4. Симметрирование поворотных трансформаторов . .
§ 5.5. Поворотные трансформаторы: линейный, масштаб-
ный и построитель .... .............................
§ 5.6. Погрешности поворотных трансформаторов . . .
§ 5.7. Синусно-косинусиые поворотные трансформаторы в
системах дистанционной передачи углового переме-
щения повышенной точности.................. . . . ,
§ 5.8. Применение поворотных трансформаторов . . .
Литература ..............................................
Приложения. Техиическис данные некоторых серий электрических
микромашин....................................................
ПРЕДИСЛОВИЕ
В большинстве монографий, учебников и учебных пособий,
посвященных различным электрическим микромашинам си-
стем автоматики, глубоко анализируются вопросы конструк-
ции, теории и расчета этих устройств.
При написании данного пособия авторы не ставили задачу
научить рассчитывать, проектировать и изготовлять электри-
ческие микромашины. Цель работы несколько иная — по-
знакомить будущего специалиста с принципами действия,
конструкцией и, самое главное, с характеристиками и возмож-
ностями элементов автоматики, общей базой которых являет-
ся электрическая машина; научить грамотно и обоснованно
выбирать тот или иной элемент и использовать его в современ-
ных автоматических системах. Материал пособия изложен с
учетом того, что общую теорию электрических машин студент
знает из ранее изученного курса электрических машин.
На раздел «Электрические микромашины» в учебных пла-
нах отводится относительно небольшое количество часов, по-
этому в книге рассмотрены только основные виды электриче-
ских микромашин. Причем, так как в основу книги положен
лекционный курс, читаемый авторами в Московском институте
электронного машиностроения, описываются устройства, ис-
пользуемые главным образом на предприятиях электронной
и радиоэлектронной промышленности.
По сравнению с первым изданием книга дополнена: рас-
смотрены синхронные микродвигатели с постоянными магни-
тами, синхронные микродвигатели с пониженной скоростью
вращения ротора, индукторные тахогенераторы, бесконтакт-
ные сельсины с переходными трансформаторами, многополюс-
ные поворотные трансформаторы и т. д.; приведены данные по
новым и внедряемым сериям микромашин.
Авторы благодарят рецензента кафедры «Электрические
машины» Московского энергетического института канд. техн,
наук Е. М. Лопухину за внимательный просмотр рукописи и
ценные советы.
Замечания и пожелания’ по учебному пособию просим на-
правлять по адресу: Москва, К-51, Неглинная ул., 29/14, изда-
тельство «Высшая школа».
Авторы
ВВЕДЕНИЕ
§ В.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МИКРОМАШИН
И ИХ РОЛЬ В СОВРЕМЕННОЙ технике
Согласно Директивам XXIV съезда КПСС главная задача пяти-
летнего плана развития народного хозяйства СССР на 1971—75 гг.—
обеспечить значительный подъем материального и культурного уров-
ня жизни народа на основе высоких темпов развития социалистиче-
ского производства, повышения его эффективности, научно-техниче-
ского прогресса и ускорения роста производительности труда. Ре-
шить эту грандиозную задачу можно только путем осуществления
комплексной механизации и автоматизации производственных про-
цессов, внедрения в промышленное производство новейших достиже-
ний автоматики, электроники, кибернетики, вычислительной тех-
ники и т. д.
В автоматических системах управления и регулирования, счетно-
решающих и гироскопических устройствах, бытовых приборах зна-
чительное место занимают различные электрические машины малой
мощности (от долей ватта до 750 Вт) — электрические мик-
ромашины 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. Захаров разработали ряд систем автоматического регулирова-
ния, в которых в качестве усилительного элемента был применен
генератор постоянного тока — независимый ЭМУ.
В СССР первый электромашинный усилитель поперечного поля
был предложен чл.-корр. АН СССР А. Г. Иосифьяном. Большой
вклад в теорию и проектирование электромашинных усилителей раз-
личных типов внесли советские ученые М. П. Костенко, В. С. Куле-
бакин, Е. В. Нитусов, М. И. Романов, Ф. А. Горяйнов, Г. К. Сал-
гус, А. И. Вертинов и др.
Теория и проектирование микродвигателей и тахогенераторов
постоянного и переменного тока 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. Штурмана,
Н. П. Ермолина, Ф. М. Юферова, Е. Д. Несговоровой, П. Ю. Ка-
асика, Е. В. Кононенко и др.
Системы синхронной связи впервые использовали в середине
прошлого века для автоматизации артиллерийской стрельбы.
Первые установки разработаны русскими инженерами А. II. Давыдо-
вым, К. И. Константиновым, В. Ф. Петрушевским. В разработке сель-
синов и поворотных трансформаторов — основных элементов ' совре-
Рис. В.1. Классификация электрических микромашин общего применения
Электрические микромашины
автоматических устройств и приборов
Силовые
Информационные
Гироскопические Преобразователи
Исполни-
тельные
двигате-
ли
Синхрон-
ные
двигате-
ли '
Индика- торные сельсины Измери- тели угла Измери - тел и ско- рости и ускорения- тахогене- раторы Двига- тели Датчики момен- та Напря- жения Усилите- ли элект- рической мощнос- ти.
Непрерыв-
ного вра-
щения
Шаговые
Поворот-
ные
трансфор-
маторы
Трансфор-
матор -
ные сель-
сины
Рис. В.2. Классификация электрических микромашин автоматических устройств
и приборов
менных систем синхронной связи — решающую роль сыграли работы
советских ученых и инженеров М. П. Костенко, Д. В. Васильева,
В. В. Хрущева, Г. И. Штурмана, А. Г. Иосифьяна, Д. В. Свечар-
ника, Ю. М. Пульера и др.
Электрические микромашины по назначению и области приме-
нения можно подразделить на две группы 1181:
1) электрические микромашины общего применения (рис. В.1),
в которую входят в основном коллекторные, асинхронные и синхрон-
ные микродвигатели, предназначенные для индивидуального или
группового привода различных узлов и механизмов, культурно-бы-
товых приборов и т. д.;
2) электрические микромашины автоматических устройств и
приборов (рис. В.2), которые в зависимости от выполняемых функций
можно подразделить на четыре подгруппы:
а) силовые, преобразующие электрическую энергию в механи-
Рис. В.З. Схема следящей системы
ческую;
б) информационные, преобразующие угол поворота, угловую
скорость и угловое ускорение в электрический сигнал;
в) гироскопиче-
ские микромашины —
элементы гироскопи-
ческих устройств и
приборов;
г) преобразователи
величины и вида на-
пряжения, частоты
и усилители мощно-
сти.
Для определения роли
временных автоматических устройствах рассмотрим систему автома-
и места электрических микромашин в со-
тического регулирования.
На рис. В.З представлена простейшая схема следящей системы.
В качестве задающего элемента и элемента сравнения использованы
два потенциометра R± и Я2, включенные в мостовую схему. Потен-
циометры подключены к источнику напряжения постоянного тока U.
Сигнал с движков потенциометров подается (если это необходимо)
на преобразователь П, а затем усиливается усилителем У и идет на
исполнительный двигатель ИД. Двигатель через редуктор Р переме-
щает объект управления ОУ и одновременно движок потенцио-
метра /?2. Пусть первоначально движки потенциометров и R2 на-
ходятся в положении /, тогда разность потенциалов на движках
равна нулю и сигнала в системе нет. Система находится в покое.
Переведем движок потенциометра R± в положение II. Тогда на
входе преобразователя появится сигнал, амплитуда которого зави-
сит от величины перемещения (в данном случае пропорциональна
расстоянию между положениями / и //), а полярность от направле-
ния перемещения (в этом случае с потенциометра Rx будет снят плюс,
а с R2 — минус). Сигнал после преобразования и усиления приведет
во вращение исполнительный двигатель, который начнет перемещать
объект управления ОУ и одновременно движок потенциометра R2.
Движение будет продолжаться до тех пор, пока движок потенцио-
метра не переместится в положение II. В реальных следящих систе-
мах 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 уси-
лителя можно использовать электромашинный усилитель постоян-
ного тока, исполнительного двигателя — исполнительный двигатель
постоянного тока, элемента обратной связи — тахогенератор постоян-
ного тока. Если систему выполнять на переменном токе, то вместо
потенциометров можно применять сельсины или поворотные транс-
форматоры, в качестве исполнительного двигателя — исполнитель-
ный асинхронный двигатель, элемента обратной связи — асинхрон-
ный тахогенератор.
§ В.2. ОСНОВНЫЕ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ТРЕБОВАНИЯ
К ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ МИКРОМАШИНАМ
Основные технико-экономические требования, предъявляемые
к электрическим микромашинам, можно разделить на две группы.
Первая группа состоит из общих требований к электрическим ми-
кромашинам независимо от выполняемых ими функций, принципа
действия, конструкции. Для электрических микромашин общего при-
менения основными из них являются:
а) высокие энергетические показатели — коэффициент полезного
действия и коэффициент мощности;
б) длительный срок службы;
в) низкая стоимость;
г) простота конструкции и технологии изготовления;
д) ремонтопригодность.
Для электрических микромашин автоматических устройств и при-
боров эти требования не являются решающими; основные требования,
предъявляемые к ним, следующие:
। а) высокая точность преобразования исходных величин;
б) стабильность выходных характеристик;
в) высокое быстродействие;
г) высокая надежность.
Причем у информационных и гироскопических микромашин к
основным требованиям относятся показатели точности и стабильности
характеристик. Силовые микромашины и преобразователи -наряду
с достаточной точностью и быстродействием должны иметь хорошие
энергетические показатели.
Вторая группа состоит из требований, предъявляемых к электри-
ческим микромашинам в зависимости от области применения и усло-
вий эксплуатации:
а) минимальные габариты и вес при заданных выходных парамет-
рах — для микромашин бортовой аппаратуры;
б) устойчивость к вибрациям 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 радиолока-
ционных установках;
ж) малая величина газовыделений — для микромашин, приме-
няемых в вакуумном технологическом оборудовании.
§ В.З. ОБЩИЕ ВОПРОСЫ НАДЕЖНОСТИ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МИКРОМАШИН
Надежность электрической микромашины — это способ-
ность безотказно работать в течение заданного времени и при опре-
деленных условиях эксплуатации.
Надежность является одним из основных технико-экономических
показателей электрических микромашин. У микромашин, используе-
мых в устройствах кратковременного или разового действия, сроки
службы которых исчисляются минутами, или работающих в спецап-
паратуре (военная техника и т. д.), должна быть наиболее высокая
надежность.
При решении вопроса об уровне надежности электрических микро-
машин с длительным сроком службы, особенно микромашин общего
применения, следует учитывать экономические факторы. Оптималь-
ным является такой уровень надежности изделия, при котором эко-
номия от повышения надежности, достигнутая в- процессе эксплуа-
тации, перекрывает затраты по достижению этого уровня на этапе
производства.
Количественную опенку надежности электрических микромашин
производят методами теории вероятности и математической статистики.
В теории надежности все изделия делят на два класса: восстанав-
ливаемые, которые в случае отказа могут быть отремонтированы (вос-
становлены), и невосстанавливаемые, которые не могут быть восста-
новлены 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 микромашины, являясь
практически изделиями, восстанавливаемыми в результате ремонта,
в зависимости от применения могут оказаться в том или в 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-
машин, особенно невосстанавливаемых, наиболее удобно пользовать-
ся следующими показателями.
Вероятность безотказной работы Р (t), т. е. вероятность того,
что время работы микромашины до отказа больше или равно задан-
ному промежутку времени.
Статистическую оценку вероятности безотказной работы произво-
дят по формуле (при условии, что отказавшие микромашины не вос-
станавливаются и не заменяются новыми)
fKfflJVMO (В Л)
Ко
где 7У() — число микромашин в начале испытания; n(Z) — число от-
казавших микромашин за время t.
Вероятность отказа микромашины
Q(0=l-P(0- (В-2)
Интенсивность отказов Х(/), т. е. вероятность отказов электри-
ческой микромашины в единицу времени после данного момента вре-
мени, равна отношению плотности вероятности отказов к вероятности
безотказной работы:
d
. (В.З)
Р (О
Статистическую оценку интенсивности отказов производят по
формуле
AflVcp
(В-4)
Рис. В.4. Характеристика ин-
тенсивности отказов
Следовательно, в период
где n(t) — число отказавших микромашин в интервале времени Д£;
Ncp — среднее число исправно работающих .микромашин в интервале
ДА
Как показывает практика, типичная характеристика интенсив-
ности отказов Х(/) для электрических микромашин имеет вид рис. В.4
На участке от 0 до интенсивность
отказов относительно высокая, но
' довольно резко снижается. Это учас-
ток приработки микромашины, на
котором наиболее резко проявляются
отказы из-за дефектов производства.
Интервал от А до характеризует
период нормальной эксплуатации
микромашины. После времени t2 ин-
тенсивность отказов резко возрастает,
что объясняется механическим и элек-
трическим износом элементов микро-
машины.
нормальной эксплуатации электриче-
ской микромашины интенсивность отказов можно принять постоян-
ной: const. В этом случае вероятность безотказной работы подчи-
няется экспоненциальному закону.
(В.5)
Среднее время безотказной работы tcp, т. е. математическое ожи-
дание времени безотказной работы электрической микромашины,
оо
'cp=J P(t)dt (В.6)
о
характеризует средний промежуток времени от начала работы микро-
машины до первого отказа.
При %=const среднее время безотказной работы
/ср=1А (В 7)
и может характеризовать среднее время между двумя отказами.
Статистическую оценку среднего времени безотказной работы
производят по формуле
Na
(В.8)
где tt — время безотказной работы i-ro образца.
Электрические микромашины по надежности могут уступать бес-
контактным элементам автоматики, не имеющим подвижных частей.
Интенсивность отказов элементов
систем в час [21]
Электрические микромашины
Трансформаторы ..........
Резисторы ...............
Полупроводниковые приборы
автоматических
(0,01—8,0)-10-*
(0,0002—0,64)-10-«
(0,0001—0,15)-10-*
(0,0012—5,0)-10—*
Практика показывает, что в большинстве случаев отказы обуслов-
лены повреждением основных частей электрических микромашин или
изменением их параметров.
Отметим наиболее характерные отказы по основным частям микро-
машин.
Скользящий контакт:
а) механическое повреждение щеткодержателей;
б) повреждение коллектора или колец щетками;
в) отход щеток от коллектора или колец в результате износа и
уменьшения давления пальна щеткодержателя на щетку.
Подшипники:
а) разрушение сепаратора;
б) заклинивание подшипника в результате потери смазкой сма-
зочных свойств.
Обмотки:
а) обрыв витков или выводных концов в результате перегорания
при перегрузках, деформаций при температурных перепадах или под
Действием электрокоррозии, особенно в условиях повышенной влаж-
ности;
б) пробой корпусной изоляции и межвитковые замыкания в ре-
зультате нарушения электрической прочности изоляции, особенно
в условиях повышенной влажности и напряженных тепловых
режимов. .
Магнитная система:
а) изменение магнитных параметров вследствие ударов,
ций и деформаций;
б) изменение электромагнитных параметров в результате
кания листов, электрокоррозии и т. д.
Качество работы подшипников и скользящих контактов в
тельной степени зависит от скорости вращения ротора микромашины.
вибра-
замы-
значи-
г‘Р
/
Dfi
Т,ш
Рис. В.5. Зависимость сред-
него времени безотказной
работы коллекторных микро-
двигателей постоянного тока
от температуры и скорости
С увеличением скорости возрастает их
износ, особенно щеток и коллектора, сни-
жается надежность работы узлов, а сле-
довательно, и микромашины в целом.
На рис. В.5 показана зависимость
среднего времени /ср безотказной работы
некоторых коллекторных микродвигателей
постоянного тока от скорости са (сплошная
линия), при которой они использовались
(испытывались); за единицу прйняты но-
минальная скорость и время, соответ-
ствующее этой скорости.
Таким образом, величина номинальной
скорости вращения ротора сказывается
на сроке службы, гарантируемом завода-
ми-изготовителями. Например, гаранти-
руемый срок службы коллекторных микро-
двигателей постоянного тока серии ДПР
составляет:
при номинальной скорости 2500 об/мин—
(20004-3000) ч;
при номинальной скорости 9000 об/мин — (2004-600) ч.
Значит, для повышения надежности электрических микромашин
важным является устранение скользящих контактов, т. е. разработка
бесконтактных конструкций. Гарантируемый срок службы бескон-
тактных микродвигателей серии МБ при номинальных скоростях до
12 500 об/мин составляет примерно 10 000 ч, в то время как у коллек-
торных микродвигателей постоянного тока даже при более низких
скоростях не превышает 3000 ч (серии ДПМ, ДПР и т. д.).
Надежность изоляции электрических микромашин в значитель-
ной мере зависит от температуры и влажности окружающей среды, а
также от нагрева самих машин. При повышении влажности среды и
абсолютной температуры обмоток снижается электрическая проч-
ность изоляции, увеличивается интенсивность отказов в результате
пробоя корпусной изоляции и межвитковых замыканий.
Отклонение температуры и влажности от норм, установленных
техническими условиями (ТУ) на эксплуатацию, отрицательно ска-
зывается на надежности не только изоляции, но и других частей элект-
рических микромашин. Исследование ряда микромашин постоян-
ного и переменного тока показывает, что отказы, обусловленные по-
fewшенной влажностью, повышенной и пониженной температурой,
составляют примерно 70—100% от общего числа отказов, связанных
с нарушением условий эксплуатации-электрических микромашин [194.
' На рис. В.5 показана зависимость среднего времени ^ср 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 заводами
срок службы электрических микромашин. Например, у исполнитель-
ных асинхронных микродвигателей серии ДИД-А гарантируемый
срок службы 500 ч при температуре окружающей среды до 100s С,
но повышается до 1000 ч, если температура окружающей среды нё
будет превышать 70° С. 1
Превышение заданной техническими условиями температуры ок-
ружающей среды, кроме увеличения вероятности повреждения мик-
ррмашины, приводит к ухудшению выходных характеристик. У мик-
ромашин информационного типа при этом возрастают амплитудные
и фазовые погрешности. Микромашины силового типа не могут раз-
вивать заданную мощность при установленной абсолютной темпера-
туре нагрева и т. д.
Следовательно, при выборе электрических микромашин для того
или иного устройства серьезное внимание должно уделяться апаи
лизу их теплового режима. При этом необходимо учитывать осо-
бенности условий работы электрических микромашин.
1. Наиболее часто электрические микромашины выпускают
закрытого типа. В этом случае температура перегрева по отноше-
нию к окружающей среде определяется в основном величиной потерь
мощности на единицу поверхности корпуса. В приборах и уста-
новках корпус микромашины может быть механически соединен
с металлической панелью или другим элементом, в результате чего
условия теплоотдачи с поверхности могут существенно изменяться.
2. Электрические микромашины могут быть установлены в за-
крытые приборы или отсеки, в которых находятся другие элементы,
выделяющие тепло. В этих условиях большое значение имеет пра-
вильный расчет температуры среды, в которой работает микрома-
шина. Увеличение температуры окружающей среды автоматически
приводит к повышению абсолютной температуры микромашины,
от чего, как указывалось, зависят надежность и точность работы.
3. Электрические микромашины силового типа, электромашинные
усилители мощности, асинхронные тахогенераторы, микродвигатели
общего применения сами интенсивно выделяют тепловую мощность.
При расчете их теплового режима необходимо учитывать условия
эксплуатации машины: длительная работа при холостом ходе или
номинальной нагрузке, режим частых пусков и реверсов (повторно-
кратковременный) и т. д. [18. 331. У информационных микромашин
типа поворотных трансформаторов или тахогенераторов постоянного
тока собственные потери мощности обычно меньше и их тепловой
режим определяется в основном температурой окружающей среды.
На надежность электрических микромашин в процессе эксплуа-
тации влияют также вибрации, удары и пониженное атмосферное
давление.
Для повышения надежности всех электрических микромашин
необходимо:
а) совершенствование конструкции;
б) улучшение технологии изготовления;
в) повышение нагревостойкости, механических 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 физи-
ческого износа. По долговечности оценивают обычно электрические
микромашины общего применения и другие электрические микро-
машины, относящиеся к восстанавливаемым. Срок службы электри-
ческих микромашин устанавливают с учетом их назначения
и условий работы, а также экономических критериев (особенно для
микромашин общего применения).
Под оптимальной долговечностью электрической микромашины
по экономическому критерию понимают такой срок ее службы, при
котором затраты на ее использование за весь период эксплуатации,
отнесенные ко времени работы, будут минимальными.
В табл. В.1 приведены ориентировочные показатели надежности
й гарантируемые заводами сроки службы Тгар некоторых типов
электрических микромашин 16,19—21].
Таблица В.1
Тми машины • К, отн.^ч т , ч гар
Микродвигатели постоянного тока, коллектор- ные, магнитоэлектрические, типа ДПМ: 2500 об/мин (1,3—8)-10~* 1000
9000 об/мнн — 50—300
Микродвигатели постоянного тока, коллектор- ные, магнитоэлектрические с полым вемагнитным якорем, типа ДПР: ' 2500 об/мин 2000—3000
9000 об/мин — 200—600
Микродвигатели постоянного тока, магннто- алектрнческие, с дисковым якорем, типа ПЯ . . . 0,1-10—* 500
Микродвигатели постоянного тока, бесконтакт- ные, магнитоэлектрические, типа МБ » 10 000
Исполнительные асинхронные микродвигатели с полым немагнитным ротором: АДП 1500—2000
ЭМ-М — 400
ДИД . 2,9-Ю-* 500
\ Тип машины Л,, огк.#ч Ггар' 4
Исполнительные асинхронные микродвигатели
с рЬтором типа «беличьей клетки» серии ДКМ . Асинхронные микродвигатели общего примете- — 1000
ния типа У АД — 3000
Асинхронные двигатели повышенной надежно- сти 'типа АПН (0,2—0,4)-10—’ 5000
Асинхронные однофазные микродвигатели бы-
гового назначения:
ДАО 1,7-10-“ —
КД-40 1,35-10-“
КД-3-БА (на подшипниках скольжения) .... Синхронные редукторные микродвигатели (ско- 8.2-10-“ —
рость вращения ротора 115 об/мии) со встроенным редуктором 115/60 или 115/2, типа ДСР .... 0,008-10-“ 10000
Синхронные микродвигатели с расщепленными полюсами (скорость вращения ротора 3000 об/мин) со встроенным редуктором 3000/60 или 3000/2, типа ДСД (1,7—2,6)-10—*
Синхронные микродвигатели с постоянными магнитами типа ДС . 3000'
Синхронные гистерезисные микродвигатели ти- па Г 2000
Синхронные шаговые микродвигатели с посто-
явными магнитами:
ШД1 10-“ —
дш Синхронные реактивные шаговые двигатели ги- — 1000
па ШД 300 0,75-10-4
Однофазные сельсины, бесконтактные, с пере-
ходным кольцевым трансформатором, типа БД-160А и БС-155А . . 0.06-10-“ 5000
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ЭЛЕКТРОМАШИННЫЕ УСИЛИТЕЛИ
§ 1.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И КЛАССИФИКАЦИЯ
Усилителем называют такое устройство, в котором посред-
ством сигнала малой мощности (входная величина) управляют срав-
нительно большой мощностью (выходная величина). При этом вы-
ходная величина является функцией входного сигнала и усиление
происходит за счет энергии внешнего источника.
По виду управляемой энергии усилители можно разделить на
электрические, пневматические, гидравлические,
механические.
Электрические усилители, в свою очередь, подразделяют на элек-
тронные, тиратронные, транзисторные, магнитные, сегнетоэлектри-
ческие и электромашинные. Первые пять являются статическими,
а электромашинные — усилителями с вращающимся якорем.
В электромашинных усилителях выходная (управляемая) элек-
трическая мощность создается за счет механической мощности при-
водного двигателя.
Электромашинные усилители (ЭМУ) представляют
собой коллекторную машину постоянного тока.
В зависимости от способа возбуждения электромашинные усили-
тели подразделяют на усилители продольного поля и усилители по-
перечного поля.
К усилителям продольного поля, в которых основной поток воз-
буждения направлен по продольной оси машины, относятся:
1) независимый ЭМУ;
2) ЭМУ с самовозбуждением;
3) двухмашинные усилители;
4) двухколлекторные ЭМУ;
5) двух- и трехступенчатые ЭМУ продольного поля.
К усилителям поперечного поля, в которых основной поток воз-
буждения направлен по поперечной оси машины, относятся:
1) ЭМУ с диаметральным шагом обмотки якоря;
2) ЭМУ с полудиаметральным шагом обмотки якоря;
3) ЭА1У с разделенной магнитной системой.
Чем меньше мощность управления электромашинного усилителя,
тем меньше вес и габариты аппаратуры управления. Поэтому основ-
Ной характеристикой является коэффициент усиления. Различают
коэффициенты усиления по мощности, току и напряжению.
[ Коэффициент усиления ЭМУ по 'мощности kp есть отношение
мощности на выходе к мощности управления:
kp ==РВЫХ/Ру.
Коэффициент усиления ЭМУ по току ki — это отношение тока
выхрдной цепи усилителя к току управления:'
А/ ^вых/^у
Коэффициент усиления ЭМУ по напряжению — это отношение
напряжения выходной цепи к напряжению управления:
ku = HBbIX/t7y.
Из сказанного следует, что
А/ ku -=kp.
Электромашинные усилители могут иметь достаточно высокий
коэффициент усиления по мощности (103-г-105).
Не менее важным для ЭМУ является быстродействие, характе-
ризуемое постоянными времени его цепей.
Постоянная времени определяется величиной энергии магнит-
ного поля, изменяющегося в процессе регулирования. Для электри-
ческой цепи постоянная времени
T=L]R,
где L — индуктивность цепи; R — активное сопротивление цепи.
В ЭМУ постоянная времени Т=0,02-5-0,2 с.
От ЭМУ стремятся получить большой коэффициент усиления
по мощности и большое быстродействие, т. е. по возможности мень-
шие постоянные времени. Так как постоянная времени ЭМУ про-
порциональна коэффициенту усиления по мощности, то для удобства
сравнения различных усилителей вводят коэффициент добротности
Ад, равный отношению коэффициента усиления по мощности к сумме
постоянных времени ступеней усиления:
k^kp/^T.
К ЭМУ, работающим в системах автоматического регулирования,
предъявляется требование линейности выходных характеристик,
т. е. зависимостей выходных параметров от входных. При выпол-
нении этого требования ЭМУ сохраняет неизменной величину коэф-
фициента 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 пере-
грузки по току. Поэтому одним из требований к ЭМУ является
хорошая перегрузочная способность.
Важнейшими требованиями, предъявляемыми к ЭМУ, являются
надежность в работе и стабильность характеристик.
Требования, предъявляемые к ЭМУ в зависимости от условий
применения, изложены в § В.2.
Для малых мощностей наиболее распространенными являются
ЭМУ поперечного поля, а в некоторых специальных системах — ЭМУ
с самовозбуждением.
Конструкция и электрическая схема ЭМУ независимого возбуж-
дения такие же, как у генератора постоянного тока независимого
возбуждения. ЭМУ независимого возбуждения имеют относительно
низкий коэффициент усиления и широкого применения не получи-
ли. Однако в системах генератор — двигатель, где от двигателя
требуется изменение скорости вращения в широком диапазоне, ге-
нератор работает в режиме ЭМУ независимого возбуждения. Много-
ступенчатые ЭМУ продольного поля в диапазоне малых мощностей
практически не применяют.
§ 1.2. ЭЛЕКТРОМАШИННЫЙ УСИЛИТЕЛЬ С САМОВОЗБУЖДЕНИЕМ
С целью повышения коэффициента усиления по мощности ЭМУ
были созданы
^нагр
^нагр
~й
S)
ЭМУ с само-
электромашинные усилители с самовозбуждением.
Конструктивно ЭМУ с самовозбуж-
дением (ЭМУС) отличается от не-
зависимого ЭМУ только тем, что на
его полюсах возбуждения соосно с
обмотками управления размещается
обмотка самовозбуждения, вклю-
чаемая параллельно обмотке якоря
(рис. 1.1, а) или последовательно
с ней (рис. 1.1, б).
Для пояснения принципа действия
ЭМУС рассмотрим возбуждение гене-
ратора постоянного тока с парал-
лельным возбуждением. На рис. 1.2, а
изображены характеристика холосто-
го хода машины £=/(/в), т. е. за-
висимость э. д. с. Е от тока воз-
буждения /в, и вольт-амперные
характеристики /в/?в = /(/в) цепи воз-
буждения 1 и 2, определяющие падение напряжения на сопротив-
лении этой цепи RB.
Обозначим через а3 — угол наклона линейного участка харак-
теристики холостого хода, через ctj и а2 — углы наклона вольт-
амперных характеристик цепи возбуждения.
Угол наклона вольт-амперной характеристики цепи возбуждения
зависит от величины сопротивленияцепи возбуждения, так как
а;
Рис. 1.1. Схемы
возбуждением
tga='^=KB.
< в
(1.1)
Из приведенных на рис. 1.2, а характеристик видно, что в случае
а1>а3 возбуждения машины не произойдет, так как согласно харак-
теристикампри определенной величине м. д. с?,например Fj?
генератор вырабатывает э. д. с. Ег, а для создания такой м. д. с.
необходимо приложить к обмотке возбуждения напряжение
Рис. 1.2. Характеристики:
а — генератора с самовозбуждением; б — ЭМУ с самовсэбуж-
леиием
При а2<а3 машина возбудится до точки С. Угол наклона началь-
ного участка характеристики холостого хода а3 называют крити-
ческим углом акр. Таким образом, условие самовозбуждения можно
записать через углы:
««W- ‘ (1.2)
В ЭМУ сопротивление цепи обмотки самовозбуждения подбирают
так, чтобы при отсутствии сигнала на обмотке управления уси-
литель не возбуждался, т. е. выбирают а>акр (прямая 1 на
рис. 1.2, б). Если на обмотку управления, имеющую wy витков,
подать сигнал, создающий м. д. с. Fy=/ywy, то вольт-амперная
характеристика переместится параллельно прямой 1 и займет по-
ложение прямой 2, а усилитель возбудится до точки Лив обмот-
ке якоря появится э. д. с. Е. Нетрудно заметить, что э. д. с. Е
создается магнитным потоком, величина которого определяется
суммарной м. д. с. возбуждения:
FB=Fy + Fc, (1.3)
где Fc=Icwc—м. д. с. обмотки самовозбуждения; wc — число витков
этой обмотки.
Заменим отрезок характеристики О А рис. 1.2,6 прямой линией
(Z/40B«aHp) и рассмотрим треугольники О АВ и С АВ:
для треугольника ОАВ
£=.FBtga„p, (1.4а)
для треугольника С АВ
£=Fctga. (1.46)
Решая совместно (1.3), (1.4а) и (1.46), находим значение коэф-
фициента усиления м. д. с.:
tga
С увеличением м. д. с. в ЭМУС увеличивается коэффициент
усиления по мощности' kp по сравнению с ЭМУ независимого воз-
буждения. При одинаковых плотностях тока и средней длине витка
обмоток управления в обоих усилителях мощности управления на-
ходятся в соотношении [2]
где Ру, Fy — мощность и м. д.' с. управления ЭМУС; Ру.иез,
Fy.ile3 — мощность и м. д. с. управления ЭМУ независимого возбуж-
дения.
Для создания одинаковой выходной мощности в обоих усили-
телях необходимо, чтобы Fy_B(.3—FB, где FB определяется по (1.3).
Тогда с учетом (1.5) получаем
kP нез . . Ру _ Fy . 1
&Р Ру.нёз ^у.нез &Р
ИЛИ
kp ~ kp kp нез, (1.6)
где kp нез — коэффициент усиления по мощности ЭМУ независимого
возбуждения.
Из равенств (Г.5) и (1.6) видно,, что чем ближе угол наклона
вольт-амперной характеристики обмотки самовозбуждения к ,акр,
тем больше коэффициент усиления по мощности усилителя.. В кри-
тическом случае, когда а = акр, коэффициент усиления kP==oo.
В случае а<акР ЭМУС становится практически неуправляемым
из-за произвольного самовозбуждения при отсутствии сигнала на
обмотке управления. Вследствие того что магнитопровод усилителя
имеет остаточное поле, выбирать значение а достаточно близким
к акР нельзя, так как может произойти самовозбуждение. Поэтому
в реальных усилителях угол наклона вольт-амперной характерис-
тики выбирают на 3—5% больше критического угла наклона ха-
рактеристики E=f(F).
При таких параметрах коэффициент усиления по мощности
ЭМУС достигает порядка 1500—2000.
Для определения динамических свойств ЭМУ с самовозбужде-
нием (параллельным) рассмотрим процесс самовозбуждения машины
в режиме холостого хода'. ?
Допустим, что характеристика намагничивания линейна (прямая
линия О А рис. 1.2, б), скорость вращения генератора постоянна,
вихревые токи малы, индуктивность и сопротивление обмотки якоря
значительно меньше, чем обмотки самовозбуждения.
Пусть на обмотку управления подано напряжение Uy (см.
рис. 1.1,о). Тогда для ЭМУС можно записать следующие уравнения
равновесия э. д. с.
Для обмотки управления
Uy~iyRs + Ly^- + M^t (1.7)
1 * 1 1 dt di
где iy, tc — токи в обмотках управления и самовозбуждения; Ly,
— индуктивность и активное сопротивление обмотки управления;
М — взаимоиндуктивность между обмотками управления и само-
возбуждения.
Для цеп и. самовозбуждения
(1-8)
at at
где ея — э. д. с. якоря; Lc, Rc — индуктивность и активное сопро-
тивление обмотки самовозбуждения.
Величину э. д. с. якоря можно определить из треугольника
АОВ (рис. 1.2,6):
= 1g ®кр ~ ( ^У"1"^с)^кр> (1-9)
где iB=iy+ic — эквивалентный ток возбуждения, соответствующий
м. д. с. FB; iy=kTpiy — ток управления, приведенный к числу витков
обмотки самовозбуждения; k^p=wy/wc— коэффициент трансформации
между обмотками; PKp=tgaKP=EH//B— критическое сопротивление
контура возбуждения.
Будем считать, что между обмотками управления и самовозбуж-
дения существует полное магнитное сцепление, т. е.
Л1 = )ЛцГс. (1.10)
Тогда можно записать
Ly=fe?pLc; M = LckTP; Ly=kTPM. (1.11)
Представим уравнения равновесия э. д. с. (1.7) и (1.8) в опера-
торной форме. Для этого предварительно преобразуем члены этих
уравнений с учетом .(1.9)—(1.11):
Lypiy+Mpic=kTPMpiy + Mpic=Mp ( iy-Mc)=-^-рея;
ЯКр
, .-X L (1-12)
Lcpic+^Ир1у ~ ^тРВ^р1у Врр (ic 4- iy) — р@ tv
‘'кр
где p=d/dt — оператор.
В результате преобразования уравнения равновесия э. д. с. можно
записать в виде
(1-13)
^кр
^с+^Р^я-ея=0. (1.14)
*чкр
Решая систему уравнений (1.13), (1.14) с учетом (1.5) и (1.9),
получаем дифференциальное уравнение э. д. с. якоря ^в выраже-
нии (1.5)
tga Яс J
ея + к,{Ту^Тс)ре^кР^^-иу, (1.15)
Яу
где Ty—Ly/Ry и TC=LC/RC—электромагнитные постоянные времени
цепей управления и самовозбуждения.
Если учесть, что в начальный момент времени (/=0) э. д. с.
якоря также равна нулю, решение уравнения (1.15) примет вид
ея==^*Л[/у \1 _ е М Гу+Гс) /. (1.16)
Согласно уравнению (1.16), если к обмотке управления ЭМУС
приложить напряжение управления
(7У, то процесс нарастания
э. д. с. усилителя идет по
экспоненциальному закону
(сплошная линия на рис. 1.3)
с эквивалентной постоянной
времени
T=kp(Ty+Tc). (1.17)
Сравнение выражений (1 6)
и (1.17) показывает, что уве-
личение коэффициента усиле-
ния kp за счет роста kp при-
водит одновременно к сниже-
нию быстродействия ЭМУС.
Так как в усилителях kp 1,
то эквивалентная постоянная
времени Т значительно пре-
вышает сумму постоянных
времени обмоток самовозбуж-
используют в тех случаях.
-----кривая нарастания э. д. с.$
—’ — касательная к кривой нарастания
э. д. с. в начале координат
дения и управления. Поэтому ЭМУС
когда не требуется большое быстродействие.
Установившееся значение э. д. с. усилителя определяют в со-
ответствии с (1-16)
En=kp^R-^Uy.
Из выражения (1.18) можно найти коэффициент
пряжению усилителя
k.,=^-=kp
иу Ry
(1.18)
усиления по на-
(1-19)
Уравнение (1.15) с учетом (1.17) — (1.19) можно записать в виде
ev+Tpe^kyUy. (1.20)
Отсюда видно, что ЭМУС представляет собой апериодическое
звено с передаточной функцией
W(P)
ев
Uy Тр+1
(1-21)
§ 1.3. ЭЛЕКТРОМАШИННЫЙ УСИЛИТЕЛЬ ПОПЕРЕЧНОГО ПОЛЯ.
КОНСТРУКЦИЯ И ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
В данном параграфе рассмотрены ЭМУ поперечного поля с диа-
метральным шагом. В отличие от ЭМУ независимого возбуждения
и ЭМУС, в которых основным потоком возбуждения является про-
дольный магнитный поток, направленный вдоль полюсов возбужде-
ния, в ЭМУ поперечного поля основным потоком возбуждения явля-
ется поперечный поток
реакции якоря.
На рис. 1.4, а пред-
ставлена схема ЭМУ
поперечного поля. Кон-
структивно он выполнен
подобно генератору по-
стоянного тока, но
имеет дополнительный
комплект щеток, уста-
новленных на попереч-
ной оси машины qq и
замкнутых накоротко.
На статоре ЭМУ распо-
ложен ряд обмоток. По
продольной оси полю-
сов dd находятся об-
Рис. 1.4. Схема ЭМУ поперечного поля
мотки управления У (обычно две или четыре). Соосно с ними распо-
ложена компенсационная обмотка К. Для регулирования степени
компенсации усилителя обмотка /< шунтирована регулирующим
сопротивлением /?щ.
В этой же цепи для улучшения коммутации включена обмотка
дополнительных полюсов Д. Иногда для улучшения коммутации
в поперечную цепь последовательно с якорем включают поперечную
обмотку подмагничивания П, имеющую малое сопротивление.
Рассмотрим принцип действия ЭМУ поперечного поля. Пусть
скорость приводного двигателя равна номинальной, т. е. <в=<вн, и
к одной из обмоток управления приложено напряжение постоян-
ного тока иг. Тогда под действием небольшого магнитного потока
возбуждения Ф2 (небольшого потому, что при высоком коэффициенте
усиления на вход усилителя подается малая мощность) в попереч-
ной цепи якоря qq возникает э. д. с. Е2=ймсоФ1, также относи-
тельно малая по величине (ku — конструктивный коэффициент).
В поперечной цепи якоря протекает ток /2, величина которого зна-
чительна, так как цепь имеет малое сопротивление.
На рис. 1.4, б показано направление тока /2 по проводникам
якоря, создающего поперечный поток реакции якоря Ф?. Под дей-
ствием этого потока в продольной цеци якоря йй возникает э. д. с.
£3=йм(оФ?, которая снимается продольными щетками. Э. д. с. Е3 вы-
бывает появление тока 13 и на сопротивлении Днагр происходит па-
дение напряжения Us.
На рис. 1.4, в показано направление тока /3 в проводниках
якоря, создающего продольный поток реакции якоря <Dd, который
направлен навстречу потоку управления Фг Если не принять мер,
то большой по величине поток Фй размагнитит усилитель и никакого
усиления не произойдет. Для компенсации (уравновешивания) про-
дольного потока реакции якоря на статоре, как отмечалось, распо-
ложена компенсацион-
ная обмотка К-
Продольный поток
реакции якоря Фй про-
порционален м. д. с.
Fd=l3wB, (1.22)
где О1я — число витков
в параллельной ветви
обмотки якоря.
Из (1.22) видно, что
продольная м. д. с. Fd
и, следовательно,- про-
порциональный ей маг-
нитный поток Ф^ изме-
няются с изменением
тока /3, т. е. зависят
от величины сопротив-
ления нагрузки Рнагр.
Хорошее компенсиру-
ющее действие обмотки
К получают в том слу-
чае, если м. д. с. этой
обмотки FK также за-
висит от величины тока /3. Поэтому обмотку К и включают в про-
дольную цепь машины последовательно с обмоткой якоря. Тогда
м. д. с. компенсационной обмотки
Ек=/Здак, (1.23)
где wK — число витков компенсационной обмотки.
Степень компенсации усилителя характеризуется коэффициентом
компенсации
k=FK/Fd. (1.24)
Различают три возможных случая работы усилителя:
1) когда fe=l, машина скомпенсирована, т. е. м. д. с. продольной
реакции якоря равна м. д. с. компенсационной обмотки;
2) когда Л<1, машина недокомпенсирована, т. е. м. д. с. про-
дольной реакции якоря больше м. д. с. компенсационной обмотки;
3) когда /г>1, машина перекомпенсирована, т. е. м. д. с. про-
дольной реакции якоря меньше м. д. с. компенсационной обмотки.
Обычно ЭМУ выпускают с небольшой перекомпенсацией: м. д. с.
компенсационной обмотки примерно на 5% больше м. д. с. продоль-
ной реакции якоря, т. е. k = 1,05.
Регулирование степени компенсации, как отмечалось, произво-
дится шунтирующим сопротивлением /?ш. С учетом м. д. с. ком-
пенсационной обмотки
Рис. 1.6. ЭМУ поперечного поля УДМ-150:
/—статор ЭМУ; 2 — якорь ЭМУ; 3 — щеточный узел
ЭМУ; 4 — шунтирующее сопротивление компенсацион-
ной обмоткн; 5 —статор приводного двигателя;
6— якорь двигателя; 7—щеточный узел двигателя;
8 — вентилятор; 9 — корпус
<L25)
«кт Лщ
Для улучшения ком-
мутации в продольной
цепи якоря располагают
на статоре по оси dd
дополнительные полюса.
Для улучшения комму-
тации в поперечной
цепи якоря снижают
величину тока /2 и, что-
бы при этом магнитный
поток по поперечной оси
не был снижен, на ста то-.
ре укладывают попереч-
ную обмотку подмагни-
чивания П (рис. 1.4, а).
Эта обмотка создает
поток Фп, направлен-
ный согласно с пото-
ком поперечной реакции
якоря.
Таким образом, при
включении обмотки под-
магничивания П в цепь
поперечных щеток ма-
гнитный поток попереч-
ной оси
Ф9=Ф? + ФП.
На рис. 1.5 показа-
ны листы статора и
якоря и схема распо-
ложения обмоток двух-
полюсного ЭМУ попе-
речного поля. Обмотки управления 1 находятся в больших пазах
статора, расположенных по поперечной оси машины. Эти обмотки
выполнены сосредоточенными в виде четырех катушек.
Часть большого поперечного паза и малые пазы статора занимает
распределенная компенсационная обмотка 2. Такое расположение
компенсационной обмотки создает хорошие условия компенсации,
так как обмотка якоря 3, поток которой уравновешивает компенса-
ционная обмотка, выполнена также распределенной. В средних
пазах, расположенных по продольной оси машины, находятся
сосредоточенная обмотка дополнительных полюсов 4 и поперечная
обмотка подмагничивания 5 На спинке большого паза расположена
обмотка размагничивания 6.
Так как у ЭМУ поперечного поля имеется остаточное напряже-
ние за счет гистерезиса, то для устранения этого явления обычно
применяют размагничивание статора переменным током, чему й служит
обмотка размагничивания 6.
Такая конструкция статора и якоря является наиболее распро-
страненной для ЭМУ мощностью до 20 кВт,
Якори ЭМУ приводятся во вращение приводными двигателями
постоянного и переменного тока, выполненными в одном корпусе
с ЭМУ или раздельно. На рис. 1.6, а показан внешний вид ЭМУ
поперечного поля УДМ-150 с приводным двигателем постоянного
тока в одном корпусе; на рис. 1.6,6 — детали этого усилителя.
§ 1.4. СТАТИЧЕСКИЕ И ДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ЭЛЕКТРОМАШИНКОЮ УСИЛИТЕЛЯ ПОПЕРЕЧНОГО ПОЛЯ
Важнейшим показателем ЭМУ поперечного поля является коэф-
фициент усиления по мощности. Высокий коэффициент усиления
по мощности получается за счет того, что ЭМУ поперечного поля
является двухступенчатым. Первая ступень усиления: обмотка
управления — короткозамкнутая цепь поперечных щеток. Вторая
ступень: короткозамкнутая цепь поперечных щеток — выходная цепь
продольных щеток. Поэтому общий коэффициент усиления по мощ-
ности
kp=kpikp2, (1.26)
где kpi — коэффициент усиления 1-й ступени; kpz — коэффициент
усиления 2-й ступени; • '
причем
ЙР1=^; kp2=^. (1.27)
Подставляя значения коэффициентов усиления по мощности
ступеней в выражение (1.26), получим
. 7з^нагр
Р ’
(1.28)
где 7?! — 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 выража-
ются по закону Ома через э. д. с. якоря и сопротивления, э. д. с.
якоря — через скорость вращения и магнитный поток, а послед-
ний — через ток и индуктивность обмоток, создающих этот поток.
При полной компенсации ЭМУ (fe=l) формула результирующего
коэффициента усиления по мощности, полученная в результате ука-
занного преобразования, принимает вид
kp —с
'j' 'j'
7^2 (7?з+7?нагр)2
(1.29)
управления; /2 = Л2/К2 —по-
Рис. 1.7. Зависимость коэффи-
циента усиления ЭМУ попереч-
ного поля от сопротивления
нагрузки
обмоток управления и попе-
где с — конструктивный коэффициент; Л?, “7—соответственно маг-
нитные проводимости по поперечной и продольной осям машины;
/?2, — соответственно активные сопротивления поперечной и про-
дольной цепей ЭМУ; <а — угловая .скорость вращения якоря; Тх—
=LX/RX — постоянная времени обмотки
стоянная времени поперечной цепи;
Г2— соответственно индуктивно-
сти обмотки управления и попереч-
ной цепи ЭМУ.
Отсюда следует, что усилитель
будет иметь тем больший коэффици-
ент усиления по мощности, чем мень-
ше будет насыщена его магнитная
цепь (больше Arf и Л9) и чем выше
будет скорость вращения. Чрезмерно
увеличивать скорость вращения
нельзя, так как могут ухудшиться
условия коммутации под продольны-
ми и поперечными щетками и усло-
вия механической прочности машины.
Коэффициент усиления kp прямо
пропорционален постоянным времени
речной цепи, т. е. требования максимального усиления и максималь-
ного быстродействия взаимно противоречивы.
Величина коэффициента усиления по мощности весьма существен-
но зависит от сопротивления нагрузки и степени компенсации ЭМУ
(рис. 1.7). При полной компенсации (&=1) коэффициент усиления
по мощности достигает максимального значения при соблюдении
условия Я3=ЯнзгР, т. е. общего условия для работы генератора на
пассивную нагрузку. В случае перекомпенсации (й>1) за счет под-
магничивающего действия разностной м. д. с. компенсационной об-
мотки и продольной цепи якоря коэффициент усиления по мощности
больше и его максимум наступает при меньшем сопротивлении на-
грузки, чем при k=\. При недокомпенсации (А<1) все соответ-
ственно наоборот. Графики рис. 1.7 могут характеризовать и за-
висимость коэффициента усиления от тока нагрузки.
Основными статическими характеристиками ЭМУ поперечного
поля являются внешние и регулировочные. Рассмотрим эти харак-
теристики при отсутствии сдвига щеток с соответствующих геомет-
рических осей
Внешние характеристики — это зависимости /2=/(73) и О3=/:(/3)
при постоянных скорости вращения приводного двигателя const
и сигнале на обмотке управления Ur=const.
На рис. 1,8. а представлена зависимость тока в поперечной цепи
/2 от тока в продольной цепи /3, т. е. от выходного тока, проте-
кающего" через нагрузку. Характеристики построены для всех трех
случаев компенсации: полной (k — 1), перекомпенсации (Л>1) и не-
докомпенсации (k< 1).
При полной компенсации (/г = 1) с учетом отмеченного допуще-
ния по продольной оси машины действует только м. д. с. обмотки
управления. Следовательно, снимаемая поперечными щетками
(см. рис. 1.4, а) э. д. с. £2=const. Значит, ток /2 при изменении
сопротивления нагрузки £нагР во всем диапазоне остается неиз-
менным.
При перекомпенсации (й>1) по продольной оси, кроме м. д. с.,
создаваемой обмоткой управления, действует еще часть м. д. с. ком-
Рис. 1.8. Внешние характеристики ЭМУ попе-
речного поля
Рис. 1.9. Регулировочные ха-
рактеристики ЭМУ поперечного
поля
пенсационной обмотки, которая направлена согласно с м. д. с. об-
мотки управления. Поэтому величина тока /2 с ростом тока нагруз-
ки 13 растет.
При недокомпенсации (й<1) по продольной оси действует часть
м. д. с. продольной реакции якоря, нескомпенсированной м. д. с.
компенсационной обмотки, и поэтому ток /2 с ростом тока нагруз-
ки /3 убывает.
Пользуясь этими зависимостями, можно легко настроить усили-
тель на необходимую степень компенсации.
На рис. 1.8,6 представлены внешние характеристики U3=f(l3)
для трех случаев компенсации.
При полной компенсации выходное напряжение на сопротивле-
нии нагрузки
U&=E3-13R3, (1.30)
где Е3 — э. д. с. холостого хода.
Напряжение на усилителе при полной компенсации (Л=1) с
ростом тока /3 убывает и отличается от э. д. с. Е3 на величину
падения напряжения на внутреннем сопротивлении R3 продольной
цепи ЭМУ.
При перекомпенсации (fe>l) выходное напряжение может быть
неизменным с ростом тока нагрузки 13 или даже возрастать.
При недокомпенсации (й<1) выходное напряжение с ростом
тока /3 уменьшается более резко, чем при ft—1.
Регулировочные характеристики ЭМУ — это зависимости выход-
ного напряжения и выходного тока от тока управления при <d==
= const и /?нагр=const (рис. 1.9). Вид этих характеристик опреде-
ляется формой кривой намагничивания машины. При малых токах
управления нелинейность характеристик и соответственно непосто-
янство коэффициента усиления объясняется наличием остаточной
э. д. с. В области больших токов управления эти явления связаны
с насыщением магнитной цепи.
При использовании ЭМУ в замкнутых системах автоматического
регулирования (стабилизаторы, регуляторы, следящие системы) ма-
шина должна быть несколько недокомпенсирована (k=0,97-^0,99),
так как в случае перекомпенсацци в системе во время работы воз-
никнет ложное возмущение за счет избытка м. д. с. компенсационной
обмотки, которое приведет к возникновению автоколебаний системы.
Динамические свойства ЭМУ поперечного поля оценивают по
характеру протекания переходного процесса, т. е. по нарастанию
напряжения в продольной цепи во времени Us—f (t) при подаче
на вход (обмотку управления) напряжения управления.
Быстродействие ЭМУ в общем случае определяется постоянны-
ми времени: *
1) обмотки управления
. .. . =£,//<;
2) поперечной цепи
3) продольной цепи, которую необходимо учитывать при работе
на нагрузку,
Д
где L3 — индуктивность продольного контура обмотки якоря;
4) компенсационного контура
TK=LK/RK.
Однако если учесть, что в реальных случаях /?нзгрЗ>7?3, то Т3
вначительно меньше трех остальных и ею можно пренебречь.
На быстродействии усилителя сказывается взаимосвязь обмоток,
расположенных на статоре, с обмоткой якоря и между собой,
в частности, взаимодействие обмотки управления и поперечной цепи,
обусловленное реакцией коммутационных токов поперечной цепи.
Перемещение щеток также вызывает взаимосвязь обмотки управле-
ния с поперечной цепью и изменение характера переходного про-
цесса.
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, в выходной цепи в функ-
ции времени для режима холостого хода с учетом главных связей
в ЭМУ .(14|. 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. в выходной цепи <г3 во времени в том
случае, когда щетки расположены на нейтрали, можно найти из
четырех уравнений равновесия э. д. с.
1) Для обмотки управления
U^R^ + L^+M^, (1.31)
at at
где 7И1К — взаимоиндуктивность между обмоткой управления и ком-
пенсационной обмоткой; iK — ток компенсационной обмотки.
2) Для компенсационного контура
+ (1.32)
at at
где RK, LK — соответственно активное сопротивление и индуктив-
ность компенсационного контура; Л4К1 = Л41К.
3) Для поперечной цепи якоря
Rih 4" ^2 » (1.33)
at
где I, — ток в поперечной цепи; at и ал — коэффициенты пропор-
циональности.
4) Для продольной цепи якоря
(1.34)
где а2 — коэффициент пропорциональности.
Величина коэффициентов аг и ак определяется конструктив-
Рис. 1.10. Схема электро-
магнитных связей в ЭМУ
поперечного поля
Рис. 1.11. Динамические характеристики
ЭМУ поперечного поля
ными параметрами якоря, скоростью его вращения и индуктивностью
соответствующих обмоток.
На рис. 1.10 представлена схема электромагнитных связей в ЭМУ
во время переходного процесса для рассматриваемого случая.
Если принять коэффициент магнитной связи между обмоткой
управления и компенсационной равным единице, то уравнения
(1.31) — (1.34) можно свести к операторному уравнению .второго
порядка:
йц(71=(7'1+7,к) Тгр2е9 + (Т1 + Тг + Тк) ре3+е3, (1.35)
где kc^a^JR^R^ — коэффициент усиления по напряжению.
Решение уравнения (1.35) показывает изменение выходной э. д. с..
es во времени при ступенчатом приложении сигнала на вход уси-
лителя
/ ___С_
' e@=kvVx 1+--------------е Г1+Гк----------------е . (1.36)
\ Т\ — Т\ — Т* Т2 — 1г — Тк J
Уравнение (1.36) можно несколько упростить. Так как в усили-
теле Т2>Т1+'ГК, то уравнение переходного процесса
1—е (1.37)
Из выражений (1.36) и (1.37) видно, что в первом случае ЭМУ
представляет собой два последовательных апериодических звена, а
во втором — одно.
На рис. 1.11 представлены динамические характеристики ЭМУ
поперечного поля. Кривая 1 построена по уравнению (1.36), а кри-
вая 2 — по уравнению (1.37).
Передаточную функцию ЭМУ поперечного поля находят на осно-
вании уравнения (1.35):
k 1
Г(р)=^=-------------. (1.38)
1/1 l+(TI+T2+7K)p+(TJ-|-TK)7’2^
§ 1.5. ПРИМЕНЕНИЕ ЭЛЕКТРОМАШИННЫХ УСИЛИТЕЛЕЙ
Электромашинные усилители выпускают серийно и широко при-
меняют в системах автоматического регулирования и автомати-
зированного электропривода. В системах генератор — двигатель
генератор, а часто и возбудитель, по существу представляют собой
независимые ЭМУ, соединенные в каскад. Наибольшее распростра-.
пение получили ЭМУ поперечного поля. Эти усилители имеют
следующие основные преимущества:
1) большой коэффициент усиления по мощности (до 0,5-104 у
ЭМУ мощностью менее 750 Вт и до 106 у ЭМУ большей мощности);
2) малую входную мощность, позволяющую питать обмотки уп-
равления от электронных ламповых и полупроводниковых усили-
телей;
3) достаточное быстродействие, т. е. малые постоянные времени
цепей усилителя. У ЭМУ мощностью до 750 Вт эквивалентная
электромагнитная постоянная времени порядка 0,1ч-0,2 с;
4) достаточные надежность, долговечность и широкие диапазоны
изменения мощности;
5) возможность изменения характеристик путем регулирования
степени компенсации.
К числу недостатков ЭМУ следует отнести:
1) относительно большие габариты и вес по сравнению с генёра-
горами постоянного тока той же мощности, так как для получения
больших коэффициентов усиления применяют ненасыщенную маг-
нитную цепь; ,
2) наличие остаточного напряжения за счет гистерезиса. Э. д.с.,‘
наводимая в якоре потоком остаточного магнетизма, искажает линей-
ную зависимость выходного напряжения от входного сигнала в зоне
малых сигналов; нарушается однозначность зависимости выходных
параметров ЭМУ от входных при изменении полярности входного
сигнала, так как поток остаточного магнетизма при одной полярности
сигнала увеличивает поток управления, а при другой уменьшает.
Кроме того, под действием остаточной э.д.с. ЭМУ, работающий
в режиме перекомпенсации, при малом сопротивлении нагрузки и
Рис. 1.12. Схема бесконтактной системы автоматического
регулирования синусоидального напряжения
нулевом входном сигнале может самовозбуждаться и терять управляе-
мость. Это явление объясняется неуправляемым увеличением про-
дольного магнитного потока машины, первоначально равного потоку
остаточного магнетизма; за счет подмагничивающего действия компен-
сационной обмотки.
Для нейтрализации вредного действия потока остаточного маг-
нетизма в ЭМУ осуществляют размагничивание переменным током,
а сами ЭМУ ставят в автоматические системы несколько недокомпен-
си рованными.
Следует отметить, что с внедрением магнитных усилителей ис-
пользование ЭМУ в системе генератор — двигатель значительно со-
кращается. Однако ЭМУ находят все большее применение в системах
ЭМУ — двигатель, где ЭМУ используется в качестве генератора, пи-
тающего двигатель. В результате использования промежуточных
полупроводниковых усилителей значительно увеличились диапазоны
регулирования и быстродействие электроприводов, работающих по
системе ЭМУ — двигатель. Такие электроприводы применяют в раз-
личных областях, в связи с этим растет производство ЭМУ попереч-
ного поля. Электроприводы с использованием ЭМУ мощностью до
10 кВт получили преимущественное распространение по сравнению
с другими типами приводов в станках и установках радиоэлектрон-
ной промышленности. . ; .
Рассмотрим несколько примеров использования ЭМУ в схемах
автоматики.
На рис. 1.12 приведена схема бесконтактной системы автомати-
ческого регулирования амплитуды синусоидального напряжения.
Эту схему применяют на
радиозаводах на участках
настройки телевизоров и
радиоприемников, где на-
пряжение должно быть
стабилизировано по ампли-
туде и синусоидально из-
меняться по времени. Ис-
пользование феррорезо-,
нансных стабилизаторов
для этих целей недопусти-
мо, так как, поддерживая
с достаточной точностью
амплитуду, феррорезонанс-
ные стабилизаторы сильно
искажают форму кривой
напряжения. Поэтому в
этих случаях применяют
системы автоматической
стабилизации напряжения
с индукционным регуля-
тором в качестве регулиру-
Рис. 1.13. Схема полуавтомата для спая
стеклянного дна с металлическим конусом
ющего органа.
В схеме рис. 1.12 нестабильное трехфазное напряжение подается
на ротор и входные зажимы статора индукционного регулятора ИР.
Выходное стабилизируемое напряжение снимается с выходных
зажимов статора, подается на приемники и одновременно на вход
элемента сравнения ЭС, где сравнивается с опорным эталонным
напряжением. Сигнал рассогласования усиливается электронным
усилителем ЗУ и поступает на одну из обмоток управления ЭМУ — Ух
или У2. В зависимости от полярности сигнала рассогласования
на выходе ЭМУ появляются напряжения прямой или обратной
полярности и исполнительный двигатель ИД, вращаясь, перемещает
ротор индукционного регулятора в сторону уменьшения или увели-
чения напряжения.
На рис. 1.13 представлена схема полуавтомата для спая стеклян-
ного дна с металлическим конусом электроннолучевых трубок [101.
Сваривание при рабочей температуре 1100—1200°С производят то-
ками высокой частоты, которые вырабатывает синхронный генератор
повышенной частоты СГ, питающий блок индукторов БИ. Для полу-
чения 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
Jх на зажимах обмотки управления Ух электромашинного усилителя
задает уровень выходного напряжения и соответственно режим
работы генератора. Сигнал отрицательной обратной связи по напря-
жению поступает на обмотку управления У2 электромашинного
усилителя с зажимов выходной обмотки переменного тока гене-
ратора Г. При увеличении (уменьшении) выходного напряжения гене-
ратора СГ уменьшается (увеличивается) результирующий магнитный
поток управления ЭМУ, создаваемый обмотками Уг и У2 и соот-
ветственно ток возбуждения генератора. В результате выходное
напряжение генератора стабилизируется.
На рис. 1.12 и 1.13 приведены схемы ЭМУ, применяемые в систе-
мах радиоэлектронной промышленности. Аналогичных схем в раз-
личных автоматизированных системах, где в качестве усилителей
мощности используют ЭМУ поперечного поля, довольно много. Этому
способствует наличие нескольких обмоток управления, что позволяет
сравнивать сигналы и вводить обратные связи.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
S.
§ 2.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И КЛАССИФИКАЦИЯ
Электрические микродвигатели, применяемые в схемах автома-
тики, телемеханики, вычислительной техники и др., имеют номиналь-
ную механическую мощность от сотых долей ватта примерно до
750 Вт.
По конструкции и принципу действия их подразделяют на кол-
лекторные, асинхронные и синхронные.
Коллекторные микродвигатели бывают:
а) постоянного тока;
б) переменного тока;
в) универсальные, способные работать как от сети постоянного,
так и переменного тока.
По конструкции якоря коллекторные микродвигатели постоян-
ного тока делятся на три типа: с барабанным якорем, с полым немаг-
нитным якорем и с дисковым якорем.
Наряду с микродвигателями со скользящим контактом коллек-
тор — щетки распространены и бесконтактные микродвигатели по-
стоянного тока.
Асинхронные микродвигатели в системах авто-
матического регулирования применяют трех конструктивных вариан-
тов: с короткозамкнутым ротором типа «.беличьей клетки», с полым
немагнитным ротором, с полым магнитным ротором.
Синхронные микродвигатели используют в тех
случаях, когда требуется строгое постоянство скорости вращения.
Из них наиболее распространены в системах автоматики реактивные,
гистерезисные, с активным ротором.
Значительная часть электрических микродвигателей, используе-
мых в автоматических системах и прйборах, играет роль исполни-
тельных силовых элементов.
Исполнительными называют электрические двигатели, преобра-
зующие подводимый к ним электрический сигнал (напряжение упра-
вления) в угловую скорость вращения (или перемещение) вала. Эти
двигатели предназначены для различных функциональных преоб-
разований. В зависимости от устройства они могут работать либо
в режиме непрерывного вращения, либо в шаговом режиме. В качестве
исполнительных используют двигатели постоянного тока независц-
мого возбуждения, двухфазные асинхронные, совмещенные асинхрон-
ные двигатели-усилители и синхронные шаговые.
Область применения каждого исполнительного двигателя опре-
деляется особенностями систем автоматического регулирования и
управления, их назначением, условиями работы й требованиями,
предъявляемыми к двигателям как элементам схемы.
Основные требования, предъявляемые к исполнительным двига-
телям:
1) статическая устойчивость и линейность механических харак-
теристик во всем рабочем диапазоне скоростей;
2) линейная зависимость скорости вращения ротора от электри-
ческого сигнала управления и широкий диапазон регулирования
скорости;
3) отсутствие самохода (явление самохода состоит в том, что дви-
гатель продолжает развивать вращающий момент и его ротор про-
должает вращаться ’при снятом сигнале управления);
4) высокое быстродействие;
5) малая мощность управления при значительной механической
мощности на валу, т. е. высокий коэффициент усиления по мощности
(требование вызвано ограниченной мощностью источников сигнала
управления, в основном электронных).
Вспомогательными называют электрические двигатели, выполняю-
щие вспомогательные функции в автоматических системах и приборах
(привод во вращение отдельных узлов, механизмов и т. д.). В каче-
стве вспомогательных используют двигатели постоянного тока, уни-
версальные коллекторные, однофазные и трехфазные асинхронные,
сйнхронные двигатели непрерывного вращения.
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, как уже отмечалось, микро-
двигатели со скользящим контактом коллектор — щетки и бескон-
тактные с транзисторными коммутаторами.
’ Исполнительные микродвигатели с барабанным якорем не имеют
принципиальных конструктивных отличий от классической машины
постоянного тока (их Конструкция в настоящей книге отдельно не
рассматривается).
Микродвигатели с полым немагнитным и дисковым
якорями (малоинерционные)
На рис. 2.1, а изображен микродвигатель постоянного тока элект-
‘ромагнитного возбуждения с полым немагнитным якорем. Особен-
ностью конструкции- является то, что для уменьшения момента инер-
ции якорь разделен на две части: обмотку с коллектором и сердечник.
Наиболее массивная часть — сердечник неподвижен. Он называется
внутренним статором 3 и служит магнитопроводом. Якорь 2 выпол-
няют в виде полого пластмассового цилиндра, в который запрессо-
вана обмотка из медного провода или на поверхности которого
нанесена печатная обмот-
ка. На внешнем статоре 1
расположена сосредоточенная
обмотка возбуждения. Полый
якорь вращается в воздушном
зазоре между внешним и
внутренним статорами. На-
пряжение на якорь подается
через щетки 5 и коллектор 4.
В результате у такого двига-
теля момент инерции якоря
значительно меньше момента
инерции якоря барабанного
типа.
Рис. 2.1. Схема конструкции малоинерционного микродвигателя
постоянного тока электромагнитного возбуждения с полым не-
магнитным якорем (а) и двигатель ЗДПРС магнитоэлектриче-
ского возбуждения (6)
Подобные микродвигатели могут быть и с магнитоэлектрическим
возбуждением. На рис. 2.1, б показан двигатель ЗДПРС, внутренний
статор 3 которого представляет собой цилиндрический постоянный
магнит с радиальной намагниченностью, создающий поток возбуж-
дения Внешний статор Д выполненный из магнитномягкого материала,
является магнитопроводом.
Двигатели постоянного тока с дисковым якорем выполняют не
с цилиндрическим воздушным зазором, а с плоским [81. Якорь
(рис. 2.2) представляет собой тонкий немагнитный диск 1 без пазов
(из керамики, текстолита, алюминия) с печатной обмоткой. Провод-
ники 2 печатной обмотки располагают радиально по обеим сторонам
диска и соединяют через сквозные
отверстия 3 в диске. Такое соеди-
нение выполняют автоматически,
одновременно с фотохимическим
нанесением обмотки. Возбуждение
двигателя (рис. 2.3) обеспечивает-
ся постоянными магнитами 1 с по-
люсными наконечниками 4 из маг-
нитномягкой стали, имеющими фор-
му кольцевых сегментов. Магнит-
ный поток, создаваемый постоянны-
ми магнитами, проходит аксиально
через два воздушных зазора, немаг-
нитный диск 5 с печатной обмот-
кой и замыкается по кольцам 2, 3
из магнитномягкой стали, которые
служат ярмом. Роль коллектора
Рис. 2.2, Схема печатной обмотки
дискового якоря
могут играть неизолированные
участки проводников, находящихся на поверхности диска, по кото-
рым скользят щетки 6. При- протекании тока по обмотке якоря на
валу двигателя создается вращающий момент, направленный в пло-
скости диска якоря.
Момент инерции дискового якоря значительно меньше, чем
у барабанного, что является одним из основных преимуществ рас-
Рис. 2.3. Схема конструкции микродвигателя постоян-
ного тока с дисковым якорем
сматриваемых двигателей. Для обеспечения самоторможения якоря
двигателя после отключения его от сети печатную обмотку можно
выполнять на алюминиевом диске. Возникающие в диске вихревые
токи будут создавать тормозной момент (внутреннее демпфирование).
К. п. д. такого двигателя меньше вследствие потерь на вихревые токи
в диске.
Кроме малоинерционности, двигатели с полым и дисковым яко-
рями по сравнению с двигателями, у которых барабанные якори,
имеют еще ряд преимуществ.
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. В якоре
практически отсутствуют потери мощности на гистерезис и вихревые
токи.
2. Якорь двигателя не имеет зубцов, что способствует равномер-
ному распределению индукции в зазоре, уничтожению пульсацион-
ных потерь и значительному уменьшению шума.
3. Вследствие уменьшения веса якоря и отсутствия радиальных
сил притяжения якоря к статору снижается момент трения в под-
шипниках и соответственно механические потери двигателя и напря-
жение трогания.
При выполнении таких двигателей с печатной обмоткой якоря
проводники печатной обмотки находятся в значительно лучших
условиях 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 вес двигателя. Изготовление печатной обмотки якоря возмож-
но при высокой степени механизации.
Однако увеличение плотности тока в проводниках обмотки якоря
может отрицательно сказаться на энергетической характеристике
двигателя — к. п. д. Это объясняется увеличением электрических
потерь в якоре, так как благодаря повышению допустимой плотности
тока сечение проводников уменьшается, и следовательно, увеличи-
вается сопротивление обмотки якоря. Практически, у микродвига-
телей магнитоэлектрического возбуждения с полым немагнитным
и дисковым якорями к. п. д., весовые и габаритные показатели при-
мерно одинаковы, а иногда и лучше, чем у двигателей с барабанным
якорем, так как увеличение электрических потерь в якоре перекры-
вается уменьшением механических потерь и потерь в магнито-
проводе.
При электромагнитном возбуждении двигателей с полым и дис-
ковым якорями возрастают потери в цепи возбуждения. Последнее
вызвано увеличением немагнитного зазора машины, состоящего из
двух воздушных зазоров и немагнитной прослойки корпуса якоря, и,
как следствие, увеличением м. д. с. возбуждения, необходимой для
создания магнитного потока.
Двигатели с дисковым якорем менее долговечны, что обусловли-
вается главным образом быстрым износом меди печатных проводников
В месте установки щеток.
Двигатели с полым немагнитным и дисковым якорями менее на-
дежны при высоких температурах, вибрации и ударах, так как вероят-
ность деформации у таких якорей в данных условиях больше, чем у
барабанных.
Бесконтактные микродвигатели с транзисторными
коммутаторами
Развитие полупроводниковой техники позволило создать двига-
тели постоянного тока без коллектора и щеток. Их функции выпол-
няют транзисторные коммутаторы, управляемые датчиками положе-
ния.
При замене механического коммутатора-коллектора с щетками
полупроводниковым двигатель постоянного тока становится более
Рис. 2.4. Схема бесконтактного микродвига-
теля постоянного тока с транзисторным
коммутатором
Рис. 2.5. Сохранение направле-
ния вращающего момента бес-
контактного микродвигателя:
а — сигнал от датчика Д/; б — сиг-
нал от датчика Д2 '
надежным и долговечным, создает меньше радиопомех, особенно при
высоких скоростях вращения, когда происходит очень быстрый
износ щеток и имеют место значительное искрение и радиопомехи.
Такой двигатель вместе с коммутатором называют бесконтакт-
ным микродвигателем постоянного тока [16].
Характерными особенностями бесконтактных микродвигателей
постоянного тока являются:
1) наличие силовой обмотки якоря, расположенной на статоре и
состоящей из одной или нескольких секций, сдвинутых относительно
Друг друга в пространстве (одна секция соответствует фазовой обмотке
синхронной машины). Ротор выполняют в виде постоянного магнита;
2) наличие бесконтактных датчиков положения оси магнитного
потока ротора по отношению к осям секций силовой обмотки статора
(трансформаторных, индукционных, фотоэлектрических и т. д.), ко-
торые определяют момент коммутации тока в этих секциях;
3) наличие бесконтактного, чаще всего транзисторного коммута-
тора, осуществляющего коммутацию секций силовой обмотки статора
по сигналам датчиков положения.
Эти три фактора позволяют при устранении скользящего контакта
коллектор — щетки сохранить основную особенность машины по-
стоянного тока по сравнению с машиной переменного тока: частота
переключения секции обмотки якоря определяется скоростью вра-
щения ротора, т. е. регулируется самой машиной. Благодаря этому
бесконтактный двигатель постоянного тока в основном сохраняет
характеристики коллекторного двигателя с независимым возбуж-
дением.
Рассмотрим простейшую конструкцию бесконтактного двигателя
(рис. 2.4), у которого статор 1 имеет односекционную обмотку 2, а
ротор 3 с одной парой полюсов, выполненный из постоянного маг-
нита. При подаче постоянного напряжения на зажимы обмотки ста-
тора по ней течет ток, который во взаимодействии с магнитным пото-
ком ротора создает вращающий момент. Роль датчика положения ро-
тора, т. е. оси магнитного потока, выполняют два трансформаторных
датчика Д± и Д2, расположенных на фланце корпуса, и ферромагнит-
ный диск 4, насаженный на вал ротора. Диск имеет вырез вдоль ок-
ружности. Поскольку выходные обмотки датчиков соединены по диф-
ференциальной схеме, датчик вырабатывает сигнал при перекрытии
двух из трех стержней трансформатора, т. е. при нахождении против
датчика выреза диска. В положении, изображенном на рис. 2.4, сиг-'
нал, управляющий транзисторным коммутатором 5, снимается с дат-
чика Дг и коммутатор подает на обмотку статора напряжение ука-
занной на чертеже полярности. Когда сигнал снимается с датчика
Д2, коммутатор подает на обмотку статора напряжение противопо-
ложной полярности.
Согласованная работа датчиков и коммутирующей схемы имеет
место при расположении датчиков Д1 и Д2 по оси обмотки статора,
а линии симметрии диска СС перпендикулярно оси полюсов ротора.
При этом изменение коммутатором полярности напряжения обмотки
статора осуществляется в момент перехода оси потока ротора через
ось обмотки статора, т. е. обеспечивается изменение направления тока
в обмотке статора и магнитного потока статора при подходе оси по-
люса ротора противоположного знака (рис. 2.5). Значит, сохраняется
одно направление вращающего момента М в пределах полного обо-
рота ротора, т. е. выполняется роль коллектора электрической маши-
ны постоянного тока.
Поскольку вращающий момент такого двигателя создается в ре-
зультате взаимодействия магнитных потоков статора Фс и ротора Фр,
величину вращающего момента можно записать как векторное про-
изведение потока
Л!=/гФсФр sin 0,
где 0=0 — 180Q — угол между осями потоков; k — конструктивный
коэффициент.
Магнитный поток ротора Фр постоянный, а поток Фо при ненасы-
щенном магнитопроводе прямо пропорционален току 1а в обмотке
статора. Тогда выражение момента можно преобразовать;
/И =feM7csin 0,
где Ам — коэффициент, зависящий от потока ротора и конструктив-
ных параметров статора.
Согласно принципу работы двигателя и полученному выражению
момента при включении напряжения ротор двигателя не приходит
во вращение, если начальное положение ротора соответствует углу
О, при котором вращающий момент М меньше момента сопротивления
на валу. Кроме того, имеет место существенная пульсация величины
вращающего момента в пределах оборота ротора и соответственно
пульсация мгновенной скорости вращения ротора.
Наличие достаточно большого пускового момента при любом
угловом положении ротора, снижение пульсаций вращающего мо-
Рис. 2.6. Схемы соединения обмоток бесконтактных мик-
родвигателей постоянного тока
мента в пределах оборота и пульсаций мгновенной скорости враще-
ния ротора обеспечивается в том случае, если силовая обмотка ста-
тора состоит из нескольких секций, сдвинутых в пространстве на
определенный угол. При этом уменьшение момента взаимодействия
ротора с одной из секций компенсируется увеличением момента взаи-
модействия с другой. Существуют следующие многосекцйонные си-
ловые обмотки статора бесконтактных микродвигателей:
а) замкнутые (рис. 2.6, а);
б) с параллельным подключением секций к источнику (2.6, б);
в) с последовательным подключением секций к источнику (2.6, в);
г) с лучевым соединением секций (2.6, г).
Выражение электромагнитного момента в этом случае принимает
вид
' М=Vc-^ CCS ( 0 -
и . 0к к ’ 2
sin —
2
где Ок — межкоммутационный интервал; 0 < 6 < 0К. При увеличе-
нии числа секций 0К стремится к нулю, а момент М — к постоянному
значению, характерному для классической коллекторной машины.
Нестабильность скорости вращения ротора определяется как от-
ношение максимального перепада скорости в пределах оборота к ее
среднему значению:
N____,*°гпях —1
<0
Величина нестабильности зависит от числа секций обмотки ста-
моменту инерции ротора.
Рис. 2.7. Характеристики нестабиль-
ности скорости бесконтактного двига-
теля (ь>0 — скорость идеального холо-
стого хода)
тора, схемы их соединения, существенно возрастает в области малых
значений <о и обратно пропорциональна
На рис. 2.7 изображены ха-
рактеристики нестабильности
скорости трехсекционного дви-
гателя при замкнутой (кривая /)
и параллельной (кривая 2) схе-
мах соединения обмоток.
Для повышения стабильности
момента и скорости в пределах
оборота применяют специальные
схемы модуляции напряжения
или тока в секциях обмотки ста-
тора.
Сравнительный анализ бес-
контактных микродвигателей с
различными ’ схемами обмоток
показывает, что:
1) наиболыгцщ к. п. д., наи-
меньший вес, наилучшее исполь-
зование активных материалов, наименьшую нестабильность скорости
обеспечивают замкнутые обмотки, так как у них в каждый момент
времени все секции наиболее полно участвуют в электромагнитном
взаимодействии с ротором; наиболее близки к ним обмотки с после-
довательным подключением секций к источнику и лучевые;
2) наиболее простые по устройству коммутаторы в двигателях
с параллельным подключением секций к источнику.
Характеристики бесконтактных микродвигателей тем ближе к
характеристикам классического коллекторного двигателя постоянного
тока, чем больше число секций силовой якорной обмотки на статоре.
Однако пропорционально числу секций увеличивается необходимое
число чувствительных элементов датчиков положения и число тран-
зисторов в коммутаторе, усложняется конструкция сигнальных эле-
ментов датчиков и коммутатора. Поэтому практически число секций
нецелесообразно более трех-четырех.
Весовые и габаритные показатели бесконтактных микродвига-
телей могут быть несколько хуже, чем у других микродвигателей
постоянного тока, в основном из-за веса и объема коммутатора.
В качестве исполнительных используют микродвигатели постоян-
ного тока с возбуждением от постоянных магнитов (магнитоэлектри-
ческим) и с независимым электромагнитным возбуждением. Основные
характеристики этих микродвигателей отличаются мало, поскольку
магнитный поток в обоих случаях практически не зависит от режима
работы машины.
Преимущество двигателей с постоянными магнитами состоит в том,
что они не требуют источника питания обмотки возбуждения и их
магнитный поток очень мало зависит от температуры двигателя, в то
время как в двигателях с электромагнитным возбуждением при из-
менении температуры меняется, сопротивление и ток обмотки глав-
ных полюсов и, следовательно; основной магнитный поток. У испол-
нительных микродвигателей с постоянными магнитами к. и. д. более
высокий, чем у аналогичных микродвигателей с электромагнитным
возбуждением, ввиду отсутствия потерь на возбуждение. Поэтому при
одинаковых размерах и величине перегрева от них можно получить
большую механическую мощность.
Недостаток микродвигателей с постоянными магнитами состоит
в старении магнитов, что можно не допустить, используя новые
высококачественные магнитнотвердые материалы. Кроме того,
высока стоимость магнитнотвердых материалов для полюсов.
Исполнительные микродвигатели постоянного тока имеют срав-
нительно высокий к. и. д.: он может достигать 40ч-50% у микродви-
гателей мощностью в десятые доли и единицы ватт соответственно и
70ч-75% при мощности в десятки и сотни ватт. Меньший к. п. д.
у микродвигателей меньшей мощности обусловлен в основном отно-
сительным ростом сопротивления обмотки якоря и потерь в ней. Габа-
ритььи вес в среднем в 2-М раза меньше, чем у одинаковых по мощ-
ности исполнительных асинхронных микродвигателей. На рис. 2.8
приведены значения к. п. д. т] и веса на единицу развиваемой мощ-
ности q- некоторых серийных исполнительных микродвигателей
постоянного тока.
У микродвигателей постоянного тока со скользящим контактом
коллектор — щетки в результате искрения под щетками создается
спектр высокочастотных электромагнитных колебаний, которые
являются радиопомехами. При питании двигателя от автономного
источника пульсации э. д. с. и тока в якоре приводят к появлению
высших гармоник тока и напряжения, что отрицательно сказывается
на работе других приемников, подключенных к этому же источнику.
. Практически применяют два метода борьбы с указанными вред-
ными явлениями: экранирование и установка электрических
фильтров.
Экранирование эффективно при защите от радиопомех, вызывае-
мых искрением. Экраном обычно служит корпус двигателя с метал-
лическим кожухом, охватывающим коллектор со щетками. Все элек-
трические выводы выполняют из экранированного провода, наруж-
; > * ' я
Рис. 2.8. Зависимости к. nt д. (а) и веса (б), на единицу номинальной мощ-
ности от номинальной мощности исполнительных микродвигателей постоян-
кого тока:
GZ7 — с барабанным якорем и электромагнитным возбуждением: ДПМ — с барабанным
якорем и магнитоэлектрическим возбуждением; ДПР—с полным немагнитным якорем
и магнитоэлектрическим возбуждением; ПД—с дисковым якорем и магнитоэлектри-
ческим возбуждением (^ 300'0 об/мин); МБ — бесконтактные с магнитоэлектрическим
возбуждением- £(Я)—номинальная скорость**2500 об/мин, (В) — номинальная ско;
рость» 9000 об/мин]
ную оплетку которого соединяют электрически с корпусом машины.
Электрические фильтры в цепи якоря подавляют наиболее опас-
ные высшие гармоники тока и напряжения в питающей сети, сво-
Рис. 2.9. Схема П-об-
рааного фильтра для
подавления радиопомех
бодно пропуская постоянную составляющую.
Для исполнительных микродвигателей посто-
янного тока применяют схемы Г- и П-образ-
ного (рис. 2.9) фидьтров. В особо важных
схемах используют комбинированные много-
звенные фильтры.
§ 2.3. СПОСОБЫ УПРАВЛЕНИЯ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫМИ
МИКРОДВИГАТЕЛЯМИ ПОСТОЯННОГО ТОКА
Для регулирования скорости вращения
ротора исполнительных микродвигателей по-
стоянного тока используют два основных
вида управления:
1) непрерывное управление, т. е. непрерыв-
ным во времени и меняющимся по величине
сигналом. Сигналом может быть напряжение
на обмотке якоря (якорное управление) или
на обмотке главных полюсов (полюсное управ-
ление);
2) импульсное управление, т. е. изменением времени, в течение
которого к двигателю подводится номинальное напряжение.
Якорное управление
Магнитный поток возбуждения Ф (Вб) создается током, протека-
ющим по обмотке возбуждения главных полюсов (рис. 2.10, а), либо
постоянными магнитами (рис. 2.10,6).
В первом случае обмотка возбужде-
ния постоянно подключена к незави-
симому источнику питания с напря-
жением U„ (в вольтах), равным номи-
нальному для двигателя (т. е. Ф=
=> const). Регулирование скорости
вращения ротора ю (рад/с) осущест-
вляют, изменяя напряжение управ-
ления Uy на зажимах якоря.
При анализе приняты допущения
об отсутствии насыщения магнито-
провода и реакции якоря.
Анализ якорного управления нач-
нем с получения уравнений механи-
Рис. 2.10. Схемы включения
исполнительных микродвигате-
лей постоянного тока при якор-
ном управлении
ческих и регулировочных характери-
стик. Эти уравнения принято рас-
сматривать в относительных единицах:
a=Uy/Us — коэффициент сигнала (для двигателей с постоянными
магнитами a=t7y/I7B, где U„—номинальное напряжение двигателя).
Величинами в процессе управления может изменяться в диапазоне
0-5—1,25; соа=со/<о0 — скорость, где ®0 — скорость идеального холо-
стого хода при а=1; Мэ=М/Мп— момент, где М„ — пусковой мо-
мент при а=1.
Из общей теории коллекторных электрических машин постоян-
ного тока [1] известно уравнение механической характеристики дви-
гателя с параллельным возбуждением, т. е. при а =4
со=<1>в----(2.1)
где скорость идеального холостого хода
и„
®п=—.
0 АФ
(2-2)
В выражениях (2.1) и (2.2): М— вращающий момент двигателя,
Н-м; Кя — сопротивление обмотки якоря. Ом; k— конструктивный
коэффициент, зависящий от числа проводников N в обмотке якоря,
числа пар параллельных ветвей а и числа пар полюсов р машины:
k=^~.
2ла
Для исполнительного микродвигателя с якорным управлением
при произвольном а уравнение (2.1) с учетом (2.2) принимает вид
(2.4)
w=o6h-----^д4=аы---------^-М.
/гФ (/гФ)а (/гФ)!
Делим правую и левую части уравнения (2.4) на <а9:
_^-=й/»=а-----—М.
<о# (&Ф)2
' (2.3)
(2-5)
.Находим выражение пускового момента при а=1 из (2.4), при-
равнивая ® нулю:
м (2.6)
И«
Подставляем (2.6) в (2.5) и после преобразований получаем
<ла=а — Ма. (2.7)
При постоянном коэффициенте сигнала а выражение (2.7) явля-
ется уравнением механической характеристики ®e=f(M^) исполни-
тельного двигателя с якорным управлением, а при постоянном мо-
менте Ма — уравнением регулировочной характеристики ыа=[ (а).
Из уравнения (2.7) следует, что механические и регулировочные
характеристики при якорном управлении линейны. Эти характе-
ристики приведены на рис. 2.11.
Механические характеристики (рис. 2.11, а) обеспечивают стати-
ческую устойчивость работы микродвигателя при якорном управле-
нии во всем диапазоне скоростей ыа=0ч-1 Жесткость механических
характеристик (отношение приращения момента к приращению ско-
рости) остается неизменной при любом коэффициенте сигнала.
Максимальный вращающий момент двигатель развивает при пуске.
Величина пускового момента в относительных единицах равна коэф-
фициенту сигнала (из 2.7):
Мдв=а, (2.8)
т. е. пусковой момент прямо пропорционален напряжению управ-
ления.
Якорный способ управления обеспечивает линейную зависимость
скорости вращения ротора от напряжения управления при любом
статическом моменте нагрузки на валу (рис. 2.11,6).
Следует отметить, что регулировочная характеристика'ненаг ружен-
а) - ё) В}
Рис 2.11. 'Механические (а) и регулировочные (б, в) характери-
стики исполнительного микродвигателя с якорным управлением
него микродвигателя (рис. 2.11, в) начинается от нуля только в иде-
альном случае (пунктирная линия), когда механические потери в
двигателе равны нулю. У реальных исполнительных двигателей в
режиме холостого хода (х.х) ротор начинает вращаться при опреде-
ленном напряжении управления, отличном от нуля (сплошная ли-
ния), которое называют напряжением трогания £/т.’ Величина £/т
зависит от момента трения в двигателе и определяет зону нечув-
ствительности. Для исполнительных микродвигателей как постоян-
ного, так и переменного тока величина L/T не должна превышать
5% Диапазон регулирования скорости составляет порядка
(1:10)—(1:20) от номинальной.
Для описания исполнительного микродвигателя как звена какой-
либо системы принято вводить ряд коэффициентов.
Коэффициент внутреннего демпфирования kn, характеризующий
величину и знак собственного демпфирующего момента, развиваемо-
го двигателем при изменении скорости вращения ротора, равен про-
изводной от момента по скорости в данной точке или тангенсу угла
наклона характеристики
kR=dM/da. (2.9)
Величина модуля ka определяет жесткость рассматриваемого
участка механической характеристики.
* На устойчивом участке механической характеристики коэффици-
ент внутреннего демпфирования всегда отрицательный. Это означает,
что демпфирующий момент противоположен по знаку приращению
скорости и стремится погасить его. Чем ближе значение kn к поло-
жительной области, тем хуже статическая устойчивость двигателя.
Величина kR не зависит от скорости вращения ротора при линей-
ных механических характеристиках и не зависит от напряжения
управления при постоянной жесткости механических характеристик.
При якорном управлении исполнительным микродвигателем по-
стоянного тока йд определяют из выражения (2.7):
Как видно из (2.10), величина и знак йд не зависят от скоро-
сти и коэффициента сигнала.
Коэффициент пропорциональности между пусковым моментом и
напряжением управления
k„=dMn/dUy. (2.11а)
Для якорного управления он определяется из выражения (2.8)
йп=dMJda=1 (2.116)
и не зависит от коэффициента сигнала.
Статический коэффициент усиления для исполнительных микро-
двигателей
йус=d&ldJUy. (2.12а)
При линейной регулировочной характеристике этот коэффициент
постоянен и численно равен тангенсу угла наклона характеристики.
В случае якорного управления из выражения (2.7) получаем
£yc=dwe/da==l. (2.126)
Здесь статический коэффициент усилия не зависит от момента
на валу двигателя.
Полезная механическая мощность исполнительного микродвига-
тел Я
Р2, Вт=Л4/о, (2.13)
где Л12 — полезный момент на валу, который меньше вращающего
момента М на величину момента холостого хода, соответствующего
потерям мощности на трение и в магнитопроводе.
В двигателях постоянного тока Р2 создается, как известно, за
счет электрической мощности, потребляемой якорем. При якорном
управлении эта мощность является мощностью управления и состав-
ляет от. 80 до 95 % от всей потребляемой мощности Рг (меньшие
цифры относятся к двигателям меньшей мощности). Мощность
управления
Ру, Вт=иу1у
(2.И)
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, магнитных
усилителях и т. д.).
Мощность, потребляемая о мотками главных полюсов, является
при якорном управлении мощностью возбуждения
Рв=1/2в/^п, (2.15)
где 7?п — сопротивление обмотки главных полюсов.
Эта мощность неизменна при любом коэффициенте сигнала, не
зависит от нагрузки и вся выделяется в виде тепловых потерь.
Ввиду высокого относительно якоря сопротивления обмотки глав-
ных полюсов мощность возбуждения составляет незначительную долю
в полной потребляемой мощности Pt:
Рг=Ру+Рв. (2.16)
Якорное управление исполнительными микродвигателями посто-
янного тока обеспечивает невозможность возникновения самохода.
При снятом сигнале управления ток якоря, а следовательно, и вра-
щающий момент равны нулю, и ротор останавливается.
Полюсное управление
При полюсном управлении исполнительными микродвигателями
обмоткой управления служит обмотка главных полюсов, а на об-
мотку якоря постоянно подается номинальное напряжение от неза-
Рис. 2.12. Схема включения ис-
полнительиого микродвигателя
постоянного тока при полюсном
управлении
Рис. 2.13. Механические (а) и регулиро-
вочные (б) характеристики исполнитель-
ного микродвигателя с полюсным управ-
лением
висимого источника питания (рис. 2.12). Это напряжение играет
роль напряжения возбуждения UB. Управление скоростью якоря
осуществляется за счет изменения напряжения управления Uy на
зажимах обмотки главных полюсов.
При анализе характеристик принимаем: магнитная система дви-
гателя не насыщена, реакция якоря отсутствует.
Магнитный поток машины Ф изменяется пропорционально напря-
жению управления. Для произвольного коэффициента сигнала поток
Фа =аФ, где Ф — значение потока при а=1.
Тогда на основании (2.1) и (2.2) получаем уравнение механиче-
ской характеристики в абсолютных единицах при полюсном управ-
лении
------------------(2 17)
аЛФ (аЛФ)2 а («АФ)2 ' 1
Делим правую и левую части уравнения (2.17) на ю0 и преобра-
зуем полученное выражение с учетом (2.6);
<в8=—(2.18)
<о„ 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. 2.13.0) при полюсном управлении линейны. Коэф-
фициент внутреннего демпфирования в соответствии с (2.10) и (2.18)
kR=—а2 (2.19)
и имеет отрицательное значение при любом коэффициенте сигнала
(рис. 2.14, о). Значит, статическая устойчивость работы двигателя
Рис. 2.14. Коэффициенты внутреннего демпфирования (о)
и усиления (б) исполнительного микродвигателя с полюс-
ным управлением
обеспечена при любом напряжении управления во всем рабочем Диа-
пазоне скоростей. С уменьшением коэффициента сигнала устойчи-
вость снижается. Одновременно уменьшается и жесткость механи-
ческих характеристик.
Величина пускового момента в относительных единицах равна,
как и при якорном управлении, коэффициенту сигнала, т, е. прямо
пропорциональна напряжению управления. Коэффициент пропорцио-
нальности пускового момента /гп=1.
Регулировочные характеристики (см. 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 Ма > 0,5.
Статический коэффициент усилия при полюсном управлении яв-
ляется нелинейной функцией коэффициента сигнала (рис. 2.14,6),
поскольку его выражение в соответствии с (2.12) и (2.18) имеет вид
k 2^-а . (2.20)
у а3
Особенность регулировочных характеристик микродвигателей с
полюсным управлением состоит также в том, что скорость идеаль-
ного холостого хода (Мд—0) стремится к бесконечности при стрем-
лении коэффициента сигнала к нулю. В реальном двигателе эта ско-
рость ограничена, так как к валу всегда приложены моменты тре-
ния щеток по коллектору, в подшипниках и ротора о воздух. Од-
нако при малом значении этих моментов скорость может значительно
превысить допустимую для микродвигателя по механической проч-
ности (разнос микродвигателя). Вращающий момент В этом случае,
когда напряжение управления равно нулю, создается за счет вза-
имодействия потока остаточного магнетизма полюсов и тока в яко-
ре. Следовательно, при полюсном управлении теоретически возможен
самоход. Если момент сопротивления на валу окажется больше, чем
вращающий момент от потока остаточного магнетизма, то ротор
остановится.
Мощностью управления служит мощность, потребляемая обмот-
кой главных полюсов,
Ру, Вт=С/у//?п, (2.21)
которая обычно составляет не более 5—20% от полной мощности,
потребляемой двигателем.
* *
*
Проведенный анализ схем включения и характеристик позволяет
сравнить непрерывные способы управления исполнительными микро-
двигателями постоянного тока.
Преимущества якорного управления:
1) линейность и однозначность регулировочных характеристик
при любом значении момента;
2) постоянство статического коэффициента усиления;
3) постоянная жесткость механических характеристик при раз-
личных значениях сигнала управления; '
4) более высокое значение коэффициента внутреннего демпфиро-
вания при произвольном напряжении управления, что обеспечивает
меньшее время протекания переходных электромеханических про-
цессов (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) индуктивность обмотки якоря значительно меньше индуктив-
ности обмотки главных полюсов (меньше число витков), что обеспе-
чивает более высокую скорость электромагнитных переходных про-
цессов;
7) невозможность самохода.
При полюсном управлении по сравнению с якорным требуется
значительно меньшая мощность управления.
Благодаря значительным преимуществам якорный способ управ-
ления используют в большинстве схем.
Как отмечалось, уравнения механических и регулировочных ха-
рактеристик исполнительных микродвигателей постоянного тока были
получены без учета реакции якоря. В реальной машине линейность
механических и регулировочных характеристик нарушается вслед-
ствие размагничивающего действия реакции якоря.
Жесткость механических характеристик исполнительных микро-
двигателей постоянного тока снижается по мере уменьшения их
мощности, так как при этом относительно увеличивается сопротив-
ление обмотки якоря.
В заключение отметим некоторые особенности механических и
регулировочных характеристик бесконтактных исполнительных микро-
двигателей постоянного тока при якорном управлении. У этих
микродвигателей коммутирующая секция обмотки якоря имеет зна-
чительно большее число витков, чем в коллекторных машинах со
скользящий контактом и при выводе уравнений механических и ре-
гулировочных характеристик следовало бы учитывать э. д. с. само-
индукции в коммутирующей секции. Однако большинство бескон-
тактных микродвигателей имеет магнитоэлектрическое возбуждение.
Постоянный магнит ротора обладает низкой магнитной проницае-
мостью и, следовательно, индуктивность секций обмотки якоря бу-
дет незначительной. Вследствие этого механические и регулировоч-
ные характеристики сохраняются практически линейными, как у
коллекторных микродвигателей.
В случае применения у таких микродвигателей электромагнит-
ного возбуждения э. д. с. самоиндукции коммутирующей секции мо-
жет вызвать существенную нелинейность характеристик.
Импульсное управление
В маломощных системах автоматического регулирования полу-
чает распространение импульсный способ управления исполнитель-
ными микродвигателями [7]. Сущность импульсного способа состоит
в том, что регулирование скорости вращения ротора достигается не
за счет изменения напряжения управления, непрерывно подводимо-
го к якорю двигателя, а путем изменения времени, в течение кото-
рого подводится номинальное напряжение. Иначе говоря, при им-
пульсном управлении к микродвигателю подводятся импульсы не-
изменного по амплитуде напряжения управления (7ун, в результате
'чего его работа состоит из чередующихся периодов разгона и тор-
рложения. Если эти периоды малы по сравнению с полным временем
разгона и остановки ротора, то скорость вращения ротора <п не
успевает к концу каждого периода достигать
установившихся зна-
чений и установится
некоторая средняя
скорость юср. Величи-
на юср при неизмен-
ных моменте нагруз-
ки и напряжении воз-
буждения однозначно
определяется относи-
тельной продолжи-
тельностью включе-
ния
'Г=^и/Т'и,
где /и — длительность
импульса; Ти — пери-
од (рис. 2.15).
С увеличением относительной продолжительности импульсов ско-
рость вращения якоря растет.
При импульсном управлении мгновенное значение скорости вра-
щения ротора непрерывно колеблется в определенных пределах.
Амплитуда колебаний тем меньше, чем больше отношение электро-
механической постоянной двигателя (характеристики инерционности
двигателя) к периоду следования импульсов. С ростом частоты
управляющих импульсов и с увеличением электромеханической по-
стоянной времени амплитуда колебаний скорости уменьшается. Сред-
нее значение скорости остается при этом неизменным.
Для того чтобы скорость вращения ротора однозначно опреде-
лялась величиной относительной продолжительности импульсов, в
перибд отключения (паузы 1П) ротор должен тормозиться. Возможно
применение как механического, так и электрического торможе-
ния.
Если это условие не будет выполняться, то скорость вращения
ротора при любом значении т будет непрерывно увеличиваться,
пока не достигнет значения скорости холостого хода, так как во
время импульса скорость будет возрастать, а во время паузы оста-
ваться практически неизменной.
При неизменной относительной продолжительности импульсов т.
среднее значение скорости будет зависеть от величины момента на-
грузки и величины напряжения возбуждения. Объясняется это тем,
что с изменением момента нагрузки и напряжения возбуждения
изменяется установившееся значение скорости вращения ротора.
Таким образом, импульсный способ управления позволяет путем
изменения относительной продолжительности импульсов в широких
пределах регулировать среднюю скорость вращения ротора.
Основными схемами импульсного регулирования являются схемы,
в которых управляющие контакты электромагнитных реле (рис. 2.16, а)
или бесконтактное ре-
ле (транзистор на
рис. 2.16, в) в течение
одной части цикла под-
ключают якорь непо-
средственно к источнику
цитания, создавая по-
ложительный момент
(разгон), в течение же
другой части
чают якорь от
ника питания (схема
применяется в
механического торможе-
ния) или переключают
якорь на сопротивление
для осуществления
в)
o}9Ue
Схемы включения исполнительных
ОТКЛЮ-
источ-
случае
а)
Рис. 2.16.
микродвигателей постоянного тока при импульс-
ном управлении
динамического торможения (рис. 2.16, б).
Рассмотрим механические и регулировочные характеристики ис-
полнительного микродвигателя постоянного тока при импульсном
регулировании по схеме рис. 2.16, о с торможением за счет стати-
ческого момента сопротивления Л1СТ на валу. Под механической ха-
рактеристикой микродвигателя понимают зависимость установив-
шейся средней скорости вращения от статического момента сопро-
тивления при неизменной относительной продолжительности им-
пульсов т. Под регулировочной характеристикой понимают зависи-
мость. установившейся средней скорости вращения от относительной
продолжительности импульсов т при неизменном статическом моменте
на валу двигателя.
При малой амплитуде колебаний мгновенной скорости в процессе
регулирования можно пренебречь изменением вращающего момента
микродвигателя в интервале t„. В этом случае в периоды разгона
и торможения А<^ изменение скорости вращения ротора про-
исходит по линейному закону и определяется соотношениями:
М%- — Мдст
Аю^ с» - /исм,
Дсо^=--------—
J" J II М*
где Мер — среднее в интервале t„ значение вращающего момента
двигателя в относительных единицах; Л1Ст — статический момент
сопротивления на валу в относительных единицах; J — момент инер-
ции якоря; см=Л1п/(йо — постоянная машины.
В установившемся режиме
или
Дсой=—А(о'?.
р т3
ма — мд мд
^F1cp СТ , СТ 1
Сщ ~ Сы — tn.
J J
(2.22)
Значение Мер, соответствующее установившейся средней скоро-
сти определяем из выражения (2.7) при а=1, так как ампли-
туда импульсов равна номинальному напряжению управления:
Мср= 1 — <Оср.
Полученное выражение подставляем в (2.22) и после преобразо-
вания получаем
Мд
<=1-------—. (2.23)
. р т
Выражение (2.23) представляет собой при T=const уравнение
механической характеристики, а при Мст = const — уравнение регу-
Рис. 2.17. Механические (а) и регулировочные (6) характери-
стики исполнительного микродвигателя постоянного тока при
импульсном управлении
лиррвочной характеристики. Анализ выражения (2.23) позволяет
сделать ряд выводов.
1. Механические характеристик^ (рис. 2.17, а) линейны и начи-
наются из одной общей точки холостого хода (юср=1, МсТ = 0).
Жесткость механических характеристик уменьшается по мере умень-
шения т.
2. Регулировочные характеристики (рис. 2.17,6) нелинейны. Ре-
гулирование возможно только при Мст > 0, так как при Мст^О
установившееся значение средней скорости и^р—1 при любом т.
3. Условием пуска микродвигателя (fi)dp>0) является неравенство
Т>Мст-
Аналогичным образом можно исследовать механические и регу-
лировочные характеристики любой’ другой схемы импульсного управ-
ления. Следует отметить, что в схемах-с электрическим торможением
микродвигателя во время пауз может быть достигнута большая ли-
нейность регулировочных характеристик.
Основным преимуществом импульсного способа управления яв-
ляется меньшая величина средней мощности управления за счет
уменьшения среднего во времени тока управления. Однако аппара-
тура управления в общем случае более сложная, чем при непрерыв-
ном управлении, так как в схемах автоматического управления сиг-
нал чаще всего непрерывный и его нужно преобразовывать в систему
импульсов. Импульсный способ весьма удобен для управления бес-
контактными микродвигателями постоянного тока, имеющими в комп-
лекте транзисторный коммутатор.
§ 2.4. ДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫХ
МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ ПОСТОЯННОГО ТОКА
Рис. 2.18. Механическая характе-
ристика исполнительного микродви-
гателя постоянного тока при про-
извольном значении коэффициента
сигнала а
У исполнительных микродвигателей постоянного тока скорость
электромагнитных переходных процессов значительно выше, чем
электромеханических. Поэтому динамические свойства исполнитель-
ного микродвигателя при переход-
ных процессах можно исследовать
с помощью уравнения равновесия
моментов
/И=Л1СТ+/ —, (2.24)
dt
где М— вращающий момент двига-
теля; Л1СТ — статический момент со-
противления на валу; J — момент
инерции якоря.
Для упрощения анализа прини-
маем Л4СТ=0. Тогда
M=J—. (2.25)
di
Из выражения (2.25) видно, что
изменение скорости вращения ротора
со во времени определяется законом изменения вращающего момента
от скорости, т. е. механической характеристикой.
Рассмотрим механическую характеристику исполнительного микро-
двигателя постоянного тока при произвольном значении коэффици-
ента сигнала а (рис. 2.18). На этой характеристике берем текущую
точку С с координатами: момент М и скорость со. Из подобия тре-
угольников ABG и АВ'С' получаем
м (2 26)
*>0а ~ ю w0a *
где сооа и Мпа — значения скорости холостого хода и пускового мо-
мента при коэффициенте сигнала а.
Решаем уравнение (2.26) относительно М, подставляем в (2.25)
и получаем дифференциальное уравнение движения ротора
+<й=Шоа. (2.27)
dt
При якорном управлении согласно уравнению (2.7)
а>оа=аюо; (2.28)
Мпа=аМп. (2.29)
Теперь уравнение (2.27) принимает вид
= (2 30)
Мп dt 0
В случае полюсного управления значение Мпа можно определить
также из выражения (2.29), а значение юоа — из (2.18):
юоа=—ы0. (2.31)
Подставляем (2.29) и (2.31) в (2.27) и получаем
—Ё^+(й = а^о. (2 32)
7Ипа2 di а2
Из уравнений (2.30) и (2.32) видно, что исполнительный микро-
двигатель постоянного тока является апериодическим звеном перво-
го порядка, если за входную величину принять коэффициент сиг-
нала а', а за выходную — скорость вращения ротора со. Коэффициент
при производной от скорости в этих уравнениях есть постоянная
времени, определяющая быстродействие микродвигателя. Поскольку
эта постоянная зависит в основном от механических параметров, ее
называют электромеханической постоянной времени микродвигате-
ля Т„. Электромеханическая постоянная времени — это время, в те-
чение которого ротор ненагруженного двигателя, обладающий мо-
ментом инерции J, разгоняется от неподвижного состояния до ско-
рости идеального холостого хода при неизменном вращающем мо-
менте, равном пусковому. При якорном управлении Ты определяется
выражением
TM=J (2.33)
Мп
а при полюсном
где
<оо _ 1 _ R«
Мп Лд (ЛФ)2 •
На основании выражений (2.33) и (2.34) можно сделать вывод:
электромеханическая постоянная времени прямо пропорциональна
моменту 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 механиче-
ских характеристик.
От момента нагрузки
на валу двигателя
величина Тм не зави-
сит.
Коэффициенты соо
и соо/а2 при коэффи-
циенте сигнала управ-
ления а в правых
частях уравнений
(2.30) и (2.32) являют-
ся статическими ко-
эффициентами усиле-
а
Рис. 2.19. Переходные характеристики
исполнительного микродвигателя постоян-
ного тока при якорном управлении
ния двигателя соот-
ветственно при якор-
ном и полюсном
управлениях. Если
скорость входит в уравнения в относительных единицах, то значе-
ния коэффициентов усиления определяются выражениями (2.126)
и (2.20) при /И5—0, так как сами уравнения (2.30) и (2.32) состав-
лены для режима холостого хода.
Решение уравнений (2.30) и (2.32) имеет вид
(0 = <110
(2.35)
Выражение (2.35) есть уравнение переходной характеристики,
т. е. графика изменения во времени выходной величины со при по-
даче на вход некоторого постоянного сигнала ас (рис. 2.19, а). Пе-
редаточная функция, соответствующая уравнениям (2.30) и (2.32),
Лус
W)=
(2.36)
т. е. соответствует апериодическому звену.
Если в качестве выходной величины исполнительного микродви-
гателя постоянного тока рассматривать не скорость, а угол пово-
рота ротора 0 (dd/dt=a), то двигатель является инерционным интег-
рирующим звеном, т. е. величина 6 пропорциональна интегралу от
входной величины (коэффициента сигнала а) по времени. Это видно
из уравнения, которое получается на основании выражений (2.30)
и (2.32) с учетом (2.33) и (2.34):
Тм-^ + -^=А!уе«. (2-37)
dt2 dt у
Значения Тм и /гус в (2.37) берутся соответственно способу управ-
ления. В этом случае уравнение переходной характеристики, пред-
ставленной на рис. 2.19,6, находится как решение дифференциаль-
ного уравнения (2.37):
t
t —Т
L 1 и
1 — е м
0 AyCCtC
(2.38)
Передаточная функция исполнительного двигателя постоянного
тока, соответствующая уравнению (2.37),
Йус
(2.39)
IF(p)
P(7MP+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 ближе свойства микродвигателя к иде-
альному безынерционному звену. Уменьшение Ты повышает быстро-
действие микродвигателя, т. е. сокращает промежуток времени меж-
ду изменением сигнала на обмотке управления и достижением за-
данной скорости или угла поворота ротора.
Основные меры по уменьшению Ти следующие:
1) снижение момента инерции ротора. Если у микродвигателей
с барабанным ротором Тм лежит в диапазоне 0,035—0,15 с, то.
у микродвигателей с полым немагнитным ротором она снижается до
0,015—0,02 с (например, серия ДПР), а у микродвигателей с диско-
вым ротором до 0,005—0,02 с (например, серия ПЯ);
2) увеличение пускового момента за счет совершенствования кон-
струкции, применения лучших магнитных материалов и повышения
плотности тока в обмотках.
Изложенный анализ динамики исполнительного микродвигателя
постоянного тока проводился без учета электромагнитной постоян-
ной времени, определяющей скорость электромагнитных переходных
процессов в обмотке управления. Однако в тех случаях, когда элект-
ромагнитная постоянная времени соизмерима с электромеханиче-
ской (например, бесконтактные двигатели электромагнитного возбуж-
дения с малым числом секций, малоинерционные исполнительные
микродвигатели с полюсным управлением и т. д.), при анализе
динамики следует учитывать электромагнитную постоянную вре-
мени [14].
§ 2.5. УНИВЕРСАЛЬНЫЕ КОЛЛЕКТОРНЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
Универсальными коллекторными микродвигателями (рис. 2.20)
называют микродвигатели, которые могут работать как от сети посто-
янного тока, так и от однофазной сети переменного тока. Конструк-
ция универсального коллекторного микродвигателя не имеет прин-
ципиальных отличий от конструкции коллекторного микродвигателя
постоянного тока, за исключением того, что вся магнитная система
(и статор, й ротор) выполняется шихтованной и обмотка возбужде-
ния делается секционированной. Шихтованная
тора, и ротора обусловлена тем, что при работе
их пронизывают переменные магнитные потоки,
ные магнитные потери. Секционирование об-
мотки возбуждения вызвано необходимостью
изменения числа витков обмотки возбужде-
ния с целью сближения рабочих характери-
стик при работе микродвигателя от сетей
постоянного и переменного тока.
Универсальный коллекторный микродви-
гатель может быть выполнен как с после-
довательным, так и с параллельным и неза-
висимым возбуждением.
В настоящее время универсальные кол-
лекторные микродвигатели выполняют толь-
ко с последовательным возбуждением. Об-
мотка возбуждения делится на две части,
включаемые с разных сторон якоря. Такое
включение, называемое симметрированием
обмоток, позволяет уменьшить радиопомехи,
создаваемые двигателем.
Работа универсального коллекторного
микродвигателя на постоянном токе ничем не
отличается от работы микродвигателя постоянного тока с последова-
тельным возбуждением. Работа на переменном токе сопровождается
рядом особенностей.
1. При питании двигателя от сети переменного напряжения ток
якоря
конструкция и ста-
на переменном токе
вызывая значитель-
Рис. 2.20. Схема
универсального кол-
лекторного микро-
двигателя
и
где i
и
поток возбуждения изменяются по синусоидальному закону:
^/maxSinKZ + P);
7max — мгновенное и максимальное значения тока;
Р — сдвиг по фазе между потоком возбуждения и током
в якоре;
Фтах— мгновенное и максимальное значения потока;
— угловая частота тока.
Мгновенное значение вращающего момента т характеризуется
выражением
и
Ф
(2.40)
ф™х'пшх [cos р _ cos (2со1/ + р)],
где k определяется выражением (2.3).
Изменение тока i, магнитного потока <р и вращающего момента т
во времени показано на рис. 2.21. Из этого рисунка видно, что боль-
шую часть периода направление вращающего момента т не изме-
няется, так как одновременно с магнитным потоком полюсов меняет
направление и ток якоря. Однако в некоторые промежутки времени,
обусловленные сдвигом по фазе между током якоря и магнитным
потоком возбуждения, момент отрицателен и вращение ротора замед-
ляется.
Вследствие большой частоты пульсации момента во времени и зна-
чительного момента инерции вращающихся частей непостоянство
вращающего момента практически на работу двигателя влияния не
оказывает.
Среднее значение вращающего момента определяем интегриро-
ванием выражения (2.40):
т
,2
2И=— J md/ = feO/cosP, (2.41)
Т о
где / и Ф — действующие значения тока и магнитного потока; Т —
период тока.
Следовательно, вращающий момент, развиваемый универсаль-
ным коллекторным микродвигателем при питании от сети перемен-
Рис. 2.21. Графики тока, магнитного
потока и вращающего момента универ-
сального коллекторного микродвига-
теля
ного тока, определяется не
только величиной потока воз-
буждения и тока, как для слу-
чая питания от сети постоянного
тока, но и сдвигом по фазе
между ними. Для получения
наибольшего момента необходи-
мо, чтобы магнитный поток воз-
буждения и ток якоря совпадали
по фазе, т. е. 0=0 и cos 0=1.
Поэтому для создания доста-
точного вращающего момента в
двигателе параллельного и неза-
висимого возбуждения необхо-
димо применять специальные
фазосдвигающие цепочки для
выполнения условия (3 « 0.
2. Характеристики универсального коллекторного микродвига-
теля 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 величину тока и
его фазу существенное влияние оказывают индуктивные сопротивле-
ния обмоток якоря и возбуждения. Это влияние выражается, в част-
ности, 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 обмотка
возбуждения выполняется секционированной (см. рис. 2.20). Причем
при работе от сети переменного тока включается меньше витков об-
мотки возбуждения (клеммы 1—2), чем при питании от сети по-
стоянного тока (клеммы 3—4). Уменьшение числа витков обмотки
возбуждения вызывает уменьшение магнитного потока и повышение
скорости вращения ротора. Механическая характеристика припод-
нимается, 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 сближение
характеристик при номинальной нагрузке Мв или нагрузках, близ-
ких к номинальным.
При одной и той же мощности на валу
ток универсального коллекторного микро-
двигателя с уменьшенным числом витков
обмотки возбуждения при работе от сети
переменного тока больше, чем при питании
от сети постоянного тока, на величину
реактивной составляющей тока. Потери
мощности также больше, потому что до-
бавляются потери в стали и увеличивают-
ся потери в обмотках от роста потреб-
ляемого тока.
3. При работе универсального коллек-
торного микродвигателя от сети перемен-
ного тока существенно ухудшается комму-
тация и усиливается искрение под щетками.
Это объясняется тем, что коммутирующая
секция в данном случае пронизывается
Рис. 2.22. Механические
характеристики универ-
сального коллекторного
микродвигателя
пульсирующим магнитным потоком возбуждения и в ней наводится
трансформаторная э. д. с.
£1Р=4,44^КФГОЮ, (2.42)
где wK — число витков в коммутирующей секции; — частота тока.
Наличие в коммутирующей секции нескомпенсированной транс-
форматорной э. д. с. приводит к неудовлетворительной коммутации
и, как следствие, к значительным радиопомехам. С целью устране-
ния радиопомех универсальные коллекторные двигатели выпускают
со встроенными в них фильтрами, но полностью устранить радио-
помехи не удается. Это ограничивает применение универсальных
коллекторных двигателей в системах автоматики и вычислительных
устройствах.
Однако универсальные коллекторные микродвигатели довольно
широко распространены благодаря следующему:
1) работают от источников как постоянного, так и переменного
гока;
2) при работе от любого из источников допускают возможность,
простого, плавного и широкого регулирования скорости вращения
ротора изменением подводимого к двигателю напряжения и шунти-
рованием якоря или обмотки возбуждения активным сопротивлением;
3) позволяют получать при промышленной частоте весьма высо-
кую скорость вращения ротора (до 2000 рад/с), недостижимую при
применении синхронных и асинхронных двигателей промышленной
частоты без повышающего редуктора.
В автоматических системах, вычислительных устройствах и при-
борах универсальные коллекторные микродвигатели. применяют
в качестве вспомогательных.
§ 2.6. ИСПОЛНИТЕЛЬНЫЕ АСИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ.
КОНСТРУКЦИЯ И ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
В качестве исполнительных асинхронных ми-
кродвигателей в большинстве случаев используют двухфаз-
ные асинхронные микродвигатели (рис. 2.23, а). На статоре этих ми-
кродвигателей имеются две фазные обмотки, сдвинутые в простран-
Рнс. 2.23. схема и механические характеристики двухфазного асинхронного
микродвигателя
стве: обмотка возбуждения В и обмотка управления У. Величина или
фаза напряжения управления и пространственный угол между об-
мотками определяют скорость вращения ротора и механическую мощ-
ность, развиваемую микродвигателем.
По сравнению с асинхронными микродвигателями общего приме-
нения исполнительные асинхронные микродвигатели имеют повышен-
ное активное сопротивление ротора. Это связано с требованием обе-
спечения статической устойчивости механической характеристики
исполнительных микродвигателей во всем рабочем диапазоне ско-
ростей (скольжение s=0-^-l). Из теории асинхронных машин извест-
но, что статическая устойчивость их работы обеспечивается только
на участке от s=0 до s=sK (sK — критическое скольжение). Следо-
вательно, активное сопротивление ротора у исполнительного асин-
хронного микродвигателя должно быть таким, чтобы обеспечивалось
условие Критическое скольжение реальных исполнительных
асинхронных микродвигателей выбирают обычно в пределах sK=3-r-4.
На рис. 2.23, б представлены зависимости вращающего момента
от скольжения асинхронного микродвигателя общего применения
(кривая 1) и исполнительного асинхронного микродвигателя (кривая 2).
По конструкции ротора различают три основных типа исполни-
тельных асинхронных микродвигателей: с короткозамкнутым рото-
ром типа «беличьей клетки», с полым немагнитным и полым ферромаг-
нитным роторами.
Исполнительные асинхронные микродвигатели с ротором типа
«беличьей клетки» имеют такую же конструкцию, как трехфазный
асинхронный двигатель с аналогичным ротором. Отличие только в том,
что их начинают выпускать так называемой сквозной конструкции [5].
При такой конструкции (рис. 2.24) внутренний диаметр статора
равен наружному диаметру подшипников. Это позволяет обрабаты-
вать внутреннюю поверхность статора и отверстия под подшипники в
подшипниковых щитах с одной установки на станке. Тем самым умень-
шается эксцентриситет расположения ротора в расточке статора, чтр
дает возможность снизить минимально допустимую величину воздуш-
ного зазора до 0,03-е-0,05 мм. Уменьшение воздушного зазора при неиз-
Рис. 2.24. Исполнительный асинхронный микродвигатель «сквозной» конструкции
с короткозамкнутым ротором типа «беличьей клетки»:
I—сердечник статора; 2— ебмотка статора; 3— ротор; 4-_—корпус; 5— подшипниковый
щит; 5 —подшипники; 7 — кал
Рис. 2.25. Схема конструкции исполнительного асинхронного микродвигателя
с полным немагнитным ротором
менных габаритах и величине магнитного потока обеспечивает сниже-
ние намагничивающего тока, а следовательно, уменьшение электри-
ческих потерь в статоре и повышение к. п. Д. и коэффициента мощности
cosqjj. И наоборот, при неизменных габаритах, намагничивающей
составляющей м. д. с. статора и электрических потерях в обмотке
статора, т. е. при одинаковых условиях нагрева двигателя, уменьше-
ние воздушного зазора дает возможность увеличить основной магнит-
ный поток (при отсутствии насыщения) и тем самым вращающий
момент.
С целью уменьшения электромеханической постоянной времени
разработаны и широко применяются в схемах автоматики малоинер-
ционные исполнительные асинхронные микродвигатели с полым не-
магнитным ротором. Схема конструкции такого микродвигателя пред-
.ставлена на рис. 2.25.
Внешний статор / ничем не отличается от статора обычного асин-
хронного микродвигателя. Его набирают из листов электротехниче-
ской стали, изолированных друг от друга. В пазах статора распола-
гают две обмотки 2 — возбуждения и управления, сдвинутые в про-
странстве на 90° (электрических). Внутренний статор 4, который
набирают из листов электротехнической стали на цилиндрическом
выступе 5 одного из подшипниковых щитов, служит для уменьшения
магнитного сопротивления на пути основного магнитного потока,
проходящего через воздушный зазор.
В воздушном зазоре между внешним и внутренним ^статорами на-
ходится полый ротор 3, выполненный в виде тонкостенного стакана
из немагнитного материала, чаше всего из сплавов алюминия. Дно’
ротора жестко укрепляют на валу, который вращается в подшипни-
ках, расположенных в подшипниковых щитах. Толщина стенок
Рис. 2.26. Исполнительный асинхронный
микродвигатель с полым немагнитным
ротором АДП-123:
1 — внешний статор; 2 — внутренний статор;
3 — полый немагнитный ротор
ротора в зависимости от
мощности двигателя колеб-
лется в пределах 0,2—1 мм.
Полый ротор имеет очень
малую массу и, следователь-
но, незначительный момент
инерции. Это обеспечивает
•высокое быстродействие дви-
гателя.
В микродвигателях мощ-
ностью в единицы ватт и ме-
нее обмотки возбуждения и
управления часто размещают
в пазах внутреннего статора.
Тогда внешний статор пазов
не имеет и служит лишь для
уменьшения магнитного со-
противления. При такой кон-
струкции облегчается процесс
укладки обмоток в пазы и несколько повышается вращающий момент,.
но увеличивается диаметр ротора вследствие увеличения обмоточ-
ного пространства на внутреннем статоре, что приводит к некото-
рому увеличению момента инерции ротора. Чтобы это не допустить,
иногда одну из обмоток размещают на внутреннем, а другую на внеш-
нем статоре.
На рис. 2.26 представлен исполнительный микродвигатель
АДП-123 с полым немагнитным ротором и обмотками возбуждения
на внешнем статоре.
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 ротора
способствует снижению уровня шумов, создаваемых двигателем.
Малый вес и отсутствие радиальных сил притяжения полого немаг-
нитного ротора к статору обеспечивают некоторое уменьшение
момента трения в подшипниках и соответственно сигнала трогания.
Недостатком микродвигателя с полым немагнитным ротором:
является большой немагнитный зазор, состоящий из двух воздушных
зазоров: между внешним статором и ротором и между ротором и внут-
ренним статором (каждый до 0,25 мм), а также из немагнитной стенки
самого ротора.
Из-за большого немагнитного зазора, общая величина которого1
между внешним и внутренним статорами составляет 0,5-ь 1,5 мм, эти
двигатели имеют значительный намагничивающий ток (0,8-=-0,9 номи-
нального) и низкий коэффициент мощности. Последний недостаток
несколько уменьшается при конденсаторном управлении, но большая
величина намагничивающего тока приводит к большим электриче-
ским потерям в обмотках двигателя и значительно снижаетегок. п. д.
У исполнительных микродвигателей с полым немагнитным ротором
мощностью в несколько десятков ватт по сравнению с исполнитель-
ными микродвигателями той же мощности с ротором типа «беличьей
клетки» к. п. д. снижается с 40-^50% до 20н-35%, а габариты и вес
увеличиваются в 1,2ч-2 раза. При увеличении номинальной частоты
напряжения питания с 50 до 400ч-1000 Гц габариты и вес на единицу
полезной мощности несколько уменьшаются и эти показатели у ука-
занных типов микродвигателей сближаются. Объясняется это относи-
тельным уменьшением активного сопротивления обмоток статора (по
сравнению с индуктивным) и электрических потерь в них.
На рис. 2.27 приведены зависимости к. п. д. т) и веса на единицу
номинальной мощности q от номинальной мощности некоторых серий-
ных исполнительных асинхронных микродвигателей.
Микродвигатели с полым немагнитным ротором менее надежны
при высоких температурах, вибрации и ударах, так как вероятность
деформации полого немагнитного ротора в указанных условиях
выше, чем ротора типа «беличьей клетки».
Уменьшить немагнитный зазор можно при использовании полого
ферромагнитного ротора. В этом случае отпадает необходимость во
внутреннем статоре, так как магнитный поток замыкается непосред-
ственно по ротору. Чтобы материал ротора не насыщался и активное
сопротивление его не было очень велико,-полый стакан выполняют
более толстостенным. Это обусловливает увеличение массы ротора и
снижение быстродействия двигателя. У некоторых типов таких микро-
двигателей с целью уменьшения активного сопротивления ротора
поверхность ротора покрывают гальваническим путем тонким слоем
меди [231.
Принцип действия исполнительного асинхронного микродвига-
теля не отличается от принципа действия трехфазного асинхронного
микродвигателя [11. Вращающееся магнитное поле статора создается
в результате взаимодействия м. д. с. обмоток В и У при наличии про-
странственного сдвига между ними и временного сдвига приложен-
ных к ним напряжений. Из теории электрических машин [11 извест-
но, что величина вектора вращающегося магнитного поля остается
неизменной, т. е. поле является круговым при соблюдении следующих
условий:
1) сдвиг обмоток статора в пространстве на угол у==90° (электри-
ческих);
2) сдвиг токов в обмотках статора по времени на угол р=90°;
3) равенство м. д. с. обмоток возбуждения и управления;
/уЙУу^об. у=/в™в^об. в»
где w — число витков соответствующей обмотки;
&об — обмоточный коэффициент.
Нарушение любого из этих условий приводит к тому, что поле
становится эллиптическим, т. е. конец вектора магнитного потока
описывает не окружность, а эллипс. В этом случае суммарное маг-
Рис. 2.27. Зависимость к. п. д. («) и веса на единицу
номинальной мощности (б) от номинальной мощности
исполнительных асинхронных микродвигателей:
ЛДП— с полым немагнитным ротором [(У?)—частота 50 Гц;
(В)—частота 400 Гц]; ЭМ-М—с полым немагнитным ротором
(400 Гц); ДИД — с полым немагнитным ротором (400 Гц);
ДКМ— с ротором типа «беличьей клетки» (400 Гц)
нитное поле Ф при вращении не остается постоянным, а изменяется
по величине. Становится переменной и мгновенная скорость враще-
ния вектора Ф в пределах оборота при неизменной средней.
Эллиптическое поле создает меньший вращающий момент, чем
круговое такой же амплитуды. Его можно представить как сумму
двуХ неравных по величине круговых полей, вращающихся с син-
хронной скоростью в противоположные стороны (рис. 2.28, а). Кру-
говое поле Фп вращающееся в одном, направлении с эллиптическим,'
называют прямым; второе поле Ф2 именуют 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 фаз
статора прямая составляющая поля и момента убывает, а обратная
составляющая растет. Уменьшение результирующего вращающего
Рис. 2.28. Эллиптическое (а) и пульсирующее (б) поля и их состав-
ляющие
момента при неизменном моменте нагрузки приводит к снижению
скорости вращения ротора. Появление обратного поля обусловли-
вает увеличение потерь, уменьшение механической мощности и к.п.д.
Следует отметить, что увеличение м. д. с. одной из фаз статора
по сравнению со значением, соответствующим круговому полю, при-
водит к появлению эллиптического поля, амплитуда которого больше,
чем кругового. При этом возрастают обе составляющие поля и в не-
котором диапазоне возможно увеличение результирующего вращаю-
щего момента по отношению к исходному круговому полю. Однако
такое форсирование м. д. с. статора связано с превышением напря-
жения и токами фазы номинальных значений, соответствующих
круговому полю. Это не всегда допустимо, так как вызывает увели-
чение потерь и дополнительный нагрев двигателя, может привести
к насыщению магнитопровода и пробою изоляции.
Когда полностью не выполняется хотя бы одно из условий круго-
вого поля, т. е. Р=0, или у=0, или /в=0> или ^=>0, поле статора
становится пульсирующим и двигатель не развивает вращающего
момента при неподвижном роторе. Для объяснения этого явления
заменим пульсирующее магнитное поле Ф (рис. 2.28, б) двумя полями
Фг и Ф2, вращающимися в противоположные стороны с синхронной
скоростью и имеющими амплитуды, равные половине амплитуды
пульсирующего поля.’
При неподвижном роторе оба поля вращаются относительно ро-
тора с синхронной скоростью. Каждое из них наводит в обмотке ро-
тора токи, равные по величине вследствие равенства полей и относи-
тельных скоростей. Возникают равные по величине враща оЩиё
моменты, направление которых противоположно, как и направление
долей. Результирующий момент равен нулю и ротор во вращение
прийти не может.
Картина несколько меняется, если поле статора становится пуль-
сирующим при вращении ротора в какую-либо сторону. В этом слу-
чае при определенных условиях двигатель может продолжать разви-
вать вращающий момент, так как скольжение его ротора относитель-
но прямого и обратного полей будет уже неодинаковым. Поле статора
в исполнительном асинхронном микродвигателе становится пульси-
рующим при снятии сигнала управления. Следовательно, ротор дви-
гателя может продолжать вращаться при снятом сигнале управления,
что недопустимо для исполнительных1 двигателей. Это явление, на-
зываемое самоходом, рассмотрим подробнее в § 2.7.
Физическое объяснение возникновения электромагнитного момен-
та при пульсирующем поле статора и скольжении s¥=l заключается
в следующем. Пульсирующее поле статора наводит во вращающемся
роторе кроме трансформаторной э. д. с. также 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 по отношению к потоку ста-
тора. Результирующее магнитное поле двигателя, образующееся
в результате взаимодействия этих двух потоков, получается вращаю-
щимся эллиптическим. Направление вращения этого поля зависит
от параметров двигателя.
Составим уравнение электромагнитного вращающего момента
исполнительного асинхронного микродвигателя. Форма магнитного
Рис. 2.29. Несимметричная система векторов токов
и ее симметричные составляющие
поля в двигателе в общем случае эллиптическая. Причем эллиптич-
ность вызвана асимметрией м. д. с. обмоток В п У, т. е. наруше-
нием хотя бы одного из условий кругового поля. Поскольку в боль-
шинстве двигателей пространственный угол между обметками у=90°,
то можно перейти от асимметрии м. д. с. к асимметрии приведенных
токов в обмотках В и У статора двигателя. Это значит, что угол
сдвига р векторов 1у и /в во времени отличен от 90°, а значения
модулей, приведенных к числу витков обмотки возбуждения w&, не
равны;
где-^Тп=—в °бл- — коэффициент трансформации обмоток В и У.
Wyk06.y
Для того чтобы при определении токов и вращающего момента
в исполнительном асинхронном микродвигателе можно было исполь-
зовать методику расчета асинхронных микродвигателей с симмет-
ричным питанием, разработанную в общем курсе электрических ма-
шин, воспользуемся методом симметричных составляющих в приме-
нении к двухфазным системам.
Согласно этому методу несимметричная двухфазная система век-
торов токов 1В и /у (рис. 2.29) неодинаковой величины, сдвинутых
между собой на произвольный угол, может быть разложена на две
симметричные системы, состоящие каждая из двух векторов, одина-
ковых по величине и сдвинутых между собой на угол 90°. Система
векторов прямой последовательности (/в1, /у1) имеет то же чередо-
вание фаз, что и исходная система. Система векторов обратной по-
следовательности (/в2, /уг) имеет противоположное чередование фаз.
При этом
А'1= ДвЪ ^у2=Дв2- (2.43)
Эквивалентность исходной и полу-
ченной систем имеет место, если
4i + /B2=/B; iyi+iy2 = iy~ (2.44)
Составляем схемы замещения дви-
гателя, необходимые для определения
токов в обмотках статора и ротора.
При одинаковой схеме обмоток пара-
метры схем замещения фаз В и У в
приведенной форме примерно равны
a.)
S)
Рис. 2.30. Схемы защемления испол-
нительного асинхронного микродви-
гателя
и схему замещения достаточно соста-
вить только для фазы В.
Схемы замещения составляют
раздельно для прямой (рис. 2.30, а)
и обратной (рис. 2.30, б) последовательностей, поскольку поля, пря-
мой и обратной последовательностей вращаются относительно ротора
с разной скоростью, что определяет выражения для скольжения и
значения полных сопротивлений в схемах замещения. Скольжение
ротора относительно поля обратной последовательности
— «Ч— <о2 <01+(1 — $) «>1
— <01
®1
=2 — 8,
(2-45)
где со2 — скорость вращения ротора; <ог— синхронная скорость;
s — скольжение ротора относительно поля прямой последователь-
ности.
На роторных участках схем замещения ставят соответственно s
или 2 — s.
На рис. 2.30:
/?вс и ХЕС — активное и индуктивное сопротивления статорной об-
мотки В; /?вр и Хвр — активное и индуктивное сопротивления ро-
тора, приведенные к числу фаз статора и числу витков обмотки В
(методика приведения изложена в [4]); RBVL и ХЕМ — активное и индук-
тивное сопротивления фазы В, соответствующие магнитному потоку
взаимоиндукции статора и ротора; ZB1 и ZB2 — полные сопротивле-
ния схемы замещения для прямой 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 Z,}, должно
быть введено в статорный участок схемы замещения фазы В, т. е.
последовательно с ZEC. При этом методика расчета токов и вра-
щающего момента не изменяется, однако расчетные уравнения не-
сколько усложняются.
Напряжение Ul на зажимах обмотки возбуждения и напряже-
ние на зажимах обмотки управления Uy=kTpUy уравновешиваются
падениями напряжения от токов обеих последовательностей на со-
противлениях соответствующих схем замещения, т. е,
^1—41 (2В1+2ф) + /е2 Аг+^ф); (% 46)
t/y = /у 1ZE14- 7у 2Ze2 .
Решаем -систему (2.46) с учетом (2.43) и получаем выражения
симметричных составляющих токов фаз:
(^В2^~^ф)
•ZB2 (•2в1+-2ф)4-7в1 (/вг+-2ф)
Zb2 (-Zbi+^)-}-Zbi (Zb2+Z^)
(2-47)
Симметричные составляющие
замещения рис. 2.30
тока ротора определяем по схемам
1чр1 — /щ ^вм
7вм+гвр1
1вр2 — 1а2 Zbm
2в1А2вр2
(2.48)
Как известно, электромагнитный вращающий момент М симмет-
ричного многофазного асинхронного двигателя при питании симмет-
ричной системой напряжений определяют по формуле
т„ (l'Y В'„
М, Н-м=-^~А—
(£>1S
(2.49)
где тс — число фаз статора; /р — ток ротора, приведенный к числу
фаз и числу витков в обмотке статора, A; Rp — активное сопротив-
ление ротора, приведенное к числу фаз и числу витков в обмотке
статора, Ом.
Формулу (2.49) можно использовать и для определения вращаю-
щих моментов прямой и обратной последовательностей исполнитель-
ного асинхронного микродвигателя, так как вращающиеся магнитные
поля прямой и обратной последовательностей образованы симметрич-
ными системами токов.
Тогда в соответствии со схемами замещения (см. рис. 2.30) и
выражениями (2.48) уравнения для моментов прямой и обратной
последовательностей будут иметь вид:
AL — 2(<Р1)2 *вр _ 2^^ВР: 2
(01$ (1)1$ ^вм+^вр! »
м — 2(4р2)2 Явр _ 2'вХр ZBM 2
<01 (2 — з) <01 (2 S) ^вм+^врг
Результирующий вращающий момент
прямой и обратной последовательностей:
(2.50)
равен разности моментов
М=М1 — М2
2/^Вр Zbm 2 2«Р ^вм 2 . (2.51)
Zbm+ZbP1 <ot (2 — s) ' ^вм+^врг
Вращающий момент, развиваемый двигателем при круговом поле
т. е. при /в2=0 и 1В1=1В, с учетом (2.47)
2Ю2 *вР
(1)1$
^в! (^вм+^Bpj) I
(2.52)
Пусковой момент при круговом поле Л4П|) определяется по (2.52)
при s=l.
Анализ выражения (2.51) позволяет сделать следующие выводы:
1) при пульсирующем поле статора (/в1=7в2) и скольжении s=l
уменьшаемое и вычитаемое в правой части уравнения (2.51) равныv
|т. е. в этих условиях пусковой момент равен нулю;
2) при пульсирующем поле статора, и s¥=l уменьшаемое и вычи-
таемое в правой части уравнения (2.51) не равны (s=^=2 — s; ZE1=/=Z„z;
2вР1#=2вр:г) и двигатель развивает момент прямого или обратного
направления;
3) по мере изменения поля статора от пульсирующего до кру-
гового происходит уменьшение Л43 при одновременном увеличении Л4Х
и соответственно рост результирующего вращающего момента /14.
§ 2.7. СПОСОБЫ УПРАВЛЕНИЯ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫМИ
АСИНХРОННЫМИ МИКРОДВИГАТЕЛЯМИ
Способы регулирования скорости вращения ротора исполни-
тельного асинхронного микродвигателя, или способы управления.
вытекают из теории о форме вращающегося магнитного поля (§ 2.6).
Изменяя величину напряжения управления Uy и углы 0 и у раз-
дельно или одновременно, воздействуют на форму магнитного поля
статора и тем самым на скорость вращения ротора.
Амплитудное управление (рис, 2.31). Обмотку возбуж-
дения В подключают к сети переменного тока с номинальным напря-
жением UB=Ul. На обмотку управления У подается сигнал — напря-
\зремент сдвига,
напряжения наЗО'
р-ЭО”
жение управления Uy, сдвинутое по фазе относительно напряжения
возбуждения UB на угол 90°. Управление скоростью вращения ро-
тора осуществляется изме-
нением амплитуды напря-
жения управления при
неизменной его фазе.
При равенстве приве-
денных напряжений управ-
ления и возбуждения
(t/y=i7B) эффективный ко-
эффициент сигнала
ae=k^a=\, (2.53)
а поле статора в двигате-
ле круговое (a=Uy/UB—
коэффициент сигнала при
амплитудном управлении).
С изменением напряжения управления эффективный коэффициент
сигнала становится отличным от единицы, а поле — эллиптическим.
При ае=0, т. е. снятом сигнале управления, поле статора стано-
%
UB=const
J^var
Рис. 2.31. Схема амплитудного управления
вится пульсирующим.
Рис. 2.32. Схема фазового управления
Фазовое управле-
ние (рис. 2.32). Обмотку
возбуждения В подключают
к сети переменного тока с
номинальным напряжением
ив=иг. На обмотку управ-
ления У подается напряже-
ние, номинальное по величине
и переменное по фазе отно-
сительно напряжения воз-
буждения. Номинальным на-
зывают такое напряжение
управления, которое соответ-
ствует равенству Uy= UB.
У правление скоростью вращения ротора осуществляется изменением
фазы напряжения управления (угла 0). За коэффициент сигнала
принимают sin р. При sinf5=l вращающееся магнитное поле статора
круговое; при l>sinf5>0 —эллиптическое, при sin р=0 — пульси-
рующее.
обмотку управления У подается номи-
Рис. 2.33 Схема пространственного управления
регулятор напряжения; напряжение управления U
фазе с напряжением сети (jx. Сдвиг по
Рис. 2.34 Схема амплитудно-фазового управле-
ния с конденсатором в цепи возбуждения
Пространственное управление (рис. 2.33). Обмотку
возбуждения В подключают к сети переменного тока с номинальным
напряжением UK=UX. На
нальное напряжение, сдви-
нутое по фазе относитель-
но напряжения возбужде-
ния на 90°. У правление
скоростью вращения рото-
ра производится за счет
изменения пространствен-
ного угла-у сдвига обмоток
возбуждения В и управле-
ния У [13]. За коэффициент
сигнала принимают sin у.
При siny=l вращающееся
магнитное поле статора
круговое; при 1 >sin у>
>0 — эллиптическое, при
sin у = 0 — пульсирующее.
Амплитудно-фазовое управление с конденсато-
ром в цепи возбуждения (конденсаторное) (рис. 2.34, а).
Обмотку управления У подключают к сети переменного тока через
у совпадает по
фазе тока, а следовательно,
и напряжения на обмотке
возбуждения по отноше-
нию к обмотке управления
осуществляется конденса-
тором, который включают
. последовательно с обмот-
ку кой возбуждения. Управ-
ление двигателем произво-
дится за счет изменения
величины напряжения
управления.
Причем, несмотря на
то что фаза напряжения
- управления не изменяется
(совпадает с фазой напря-
жения сети), при изменении
гапряжения управления наблюдается одновременное изменение как
величины, так и фазы напряжения возбуждения (7В. Такое же явле-
вие происходит и при изменении скорости вращения ротора за счет
изменения момента нагрузки при неизменном напряжении управле-
4ия. Это объясняется тем, что напряжение возбуждения равно
’еометрической разности напряжений сети и на конденсаторе Uc
'рис. 2.34, б):
йв=О1 — йс. (2.54)
Напряжение на конденсаторе Ue при изменении напряжения
управления или скорости вращения ротора меняется вследствие
изменения тока в цепи возбуждения, который является функцией
скольжения и коэффициента сигнала [см. значения симметричных
составляющих /в по (2.47)]:
ЙС=-/7ВХС. (2.55)
Следовательно, меняется по величине и фазе напряжение на
обмотке возбуждения UB.
Поскольку круговое поле существует в двигателе только при
соблюдении условия (JB=jUy, при заданном значении емкости кон-
денсатора в цепи возбуждения круговое поле возможно только при
строго определенном коэффициенте сигнала ua=UyQ/U1 и определен-
ном значении скольжения s.
В случае создания кругового поля при пуске двигателя (s=l)
коэффициент сигнала а0 и емкостное сопротивление конденсатора Хсо
определяются по формулам, получаемым при анализе симметричных
составляющих токов [27]:
а0=~вп • (2.56)
^Тр^ВП
v2 1 г>2 1
ХСо=-^^-, (2.57)
^ВП
где Хвп и Ren — индуктивное и активное сопротивления схемы заме-
щения фазы В (см. рис. 2.30) при пуске (s=l).
При другом напряжении управления и в иных режимах работы
поле двигателя уже не будет круговым. Пуск двигателя в условиях
кругового поля обеспечивает заданную величину пускового момента
при минимальной потребляемой мощности*
Увеличение в определенных пределах емкости С по отношению
к Со позволяет увеличивать пусковой момент. Максимальное значе-
ние пускового момента достигается при XG=XeM в условиях эллип-
тического поля и возросшей потребляемой мощности, что необхо-
димо учитывать при анализе теплового режима двигателя.
Величину емкостного сопротивления ХСм при а=а0 и s=l опре-
деляют по формуле
Хс =/ С, + СГ. (2.57')
м
Сравнивая выражения для ХСг и Хсм, нетрудно заметить, что
Хем<Хс-. т. е. СЫ>СО. Максимальный пусковой момент больше
пускового момента при круговом поле в п раз:
п=0,5
где ае()=а<Лтр — эффективный коэффициент сигнала при круговом
поле.
В соответствии с изложенным, различают два основных вида
пуска асинхронных микродвигателей: при круговом поле и при
максимальном пусковом моменте. При заданной величине пускового
момента Л4п=Л4пО использование во время пуска емкости Сы позво-
ляет уменьшить пусковой сигйал управления в п раз. Общая по-
требляемая мощность возрастает при этом в _fLik раз [5,27].
Рассмотренные способы управления обеспечивают весьма широ-
кий диапазон регулирования скорости вращения ротора. У испол-
нительных микродвигателей с полым немагнитным ротором он дости-
гает .(1:100) —(1:200).
Наиболее распространенными в схемах автоматики являются
амплитудный, фазовый и амплитудно-фазовый способы управления.
Механические и регулировочные характеристики исполнительных
асинхронных микродвигателей в относительных единицах при sK>l
для этих способов управления .представлены на рис. 2.35 и 2.36
=<o2/®i = 1 - s; Мд= М/М№}.
Анализ механических характеристик по уравнению момента (2.51)
показывает, что при всех способах управления характеристики не-
линейны и их жесткость уменьшается с уменьшением сигнала управ-
ления. Степень нелинейности механической характеристики — это
отношение максимального расхождения по моменту А/И^ах между
действительной характеристикой и прямолинейной, проходящей через
точки скорости холостого хода и пускового момента, к величине
пускового момента, т. е. ДЛ4тах/Л1п (рис. 2.35, а). Повышению ли-
нейности механических характеристик способствует увеличение
активного сопротивления ротора и в меньшей, степени уменьшение
индуктивного сопротивления рассеяния обмоток статора и ротора.
Однако, как известно, увеличение активного сопротивления ротора
ухудшает энергетические показатели двигателя. Поэтому у исполни-
тельных асинхронных микродвигателей, работающих в системах
автоматики, допускается нелинейность порядка 10%.
Как видно из рис. 2.35 и 2.37, наиболее линейными являются
характеристики при фазовом управлении; причем жесткость харак-
теристик практически не меняется при изменении коэффициента
сигнала. Наименее линейны механические характеристики при ампли-
тудно-фазовом управлении. При всех способах управления механи-
ческие характеристики устойчивы во всем диапазоне двигательного
режима и с уменьшением коэффициента сигнала смещаются в сто-
рону меньших моментов и скоростей. Вращающий момент и меха-
ическая мощность, развиваемые двигателем, получаются наиболь-
ими при амплитудно-фазовом управлении. Это объясняется тем,
что при увеличении скорости вращения ротора конденсаторного
микродвигателя несколько увеличивается напряжение и магнитный
лоток обмотки возбуждения и соответственно вращающий момент
Двигателя по сравнению с моментом при амплитудном и фазовом
Рис. 2.35. Механические характеристики исполнительного асин-
хронного микродвигателя при управлении:
а амплитудном; б — фазовом; в — амплитудно-фазовом
Рис. 2.36. Регулировочные характеристики исполнительного
асинхронного микродвигателя при управлении:
а— амплитудном; б — фазовом; в — амплитудио-фазовом
о
о, г op d,6 о,8 ip (i)^
^д
_1---1---1---1—।---- с
0,2 Ор 0,6 0,8 10 ы/
__।__।__।-1—I---- о
0,2 Ор Ор 0,8 1,0 wf
Рис. 2.37. Зависимости коэффициента внутреннего демпфиро-
вания от скорости и коэффициента сигнала при различных
способах управления;
а— амплитудном; б — фазовом; в — амплитудио-фазовом
управлении. Недостатком амплитудно-фазового управления является
некоторое снижение устойчивости в области малых скоростей.
(рис. 2.36) показывает,
Анализ регулировочных характеристик
что при \всех способах управления они
в общем нелинейны. Степень нелинейности
наибольшая? в режиме холостого хода
и зависит в основном от тех,же парамет-
ров двигателя, что и нелинейность меха-
нических характеристик. Ближе всех к
линейным характеристики микродвигателя
с фазовым управлением, затем следуют
амплитудный и амплитудно-фазовый спо-
собы (рис. 2.38). При амплитудно-фазовом
управлении (конденсаторном) степень
нелинейности можно изменять в опреде-
ленном диапазоне путем соответствующего
выбора емкости конденсатора, т. е. воз-
действуя на эллиптичность магнитного
поля. Линейность регулировочных харак-
теристик повышается при усилении эллип-
тичности поля. Поэтому наибольшую ли-
нейность и крутизну характеристики
имеют в начальной части. Для обеспече-
ния линейности регулирования двигатель
должен работать при малых сигналах
и относительных скоростях. Уменьшение
относительных скоростей наиболее эффек-
тивно достигается повышением рабочей
частоты напряжения питания двигателя,
Рис. 2.38. Зависимости
коэффициента усиления
от коэффициента сигнала
при различных способах
управления:
а — амплитудном; б — фазо-
вом; в — амплитудно-фазовом
так как при этом про-
порционально повышается синхронная скорость.
Количественно степень нелинейности регулировочных характери-
стик оценивают следующим образом (рис. 2.36, а). Прямая, прохо-
дящая через точки характеристики <о^=0 и где — ско-
рость, соответствующая максимальному значению сигнала, опреде-
ляет линейный закон регулирования. Степень нелинейности регули-
ровочной характеристики — это отношение максимального расхож-
дения по скорости Л®2 так между действительной и линейной регу-
лировочными характеристиками к скорости в рассматриваемой
точке А, т. е. Д®2таХ/ш2л- ^Ри нелинейности механических харак-
теристик меньше 10% степень нелинейности регулировочной харак-
теристики холостого хода не превышает 20% в диапазоне изменения
коэффициента сигнала 0-i-0,7.
Величина пускового момента при всех способах управления прямо
пропорциональна сигналу управления и в относительных единицах
равна эффективному коэффициенту сигнала.
Мощностью возбуждения является мощность, потребляемая цепью
«обмотки возбуждения микродвигателя:
PB=t7i/Bcos<pB, (2.58)
где фв —угол сдвига между напряжением сети и током в/обмотке
возбуждения.
Мощность управления — это мощность, потребляемая обмоткой
управления микродвигателя,
Py—Uyly cos фу, (2.59)
где фу — угол сдвига1 между напряжением и током в обмотке управ-
ления. I
Анализ выражения (2.59) показывает, что при амплитудном упра-
влении мощность управления исполнительных асинхронных микро-
двигателей примерно’ такая же, как и при амплитудно-фазовом, и
столь же сильно зависит от коэффициента сигнала, а при фазовом
управлении эта мощность с уменьшением коэффициента сигнала прак-
Рис. 2.39. Зависимости мощ-
ности управления от коэффи-.
циента сигнала при способах
управления:
а — амплитудном; б — фазовом;
в — амплитудио-фазовом
а)
Рис. 2.40. Зависимости вращаю-
щих моментов от скольжения
при различных значениях кри-
тического скольжения
тически не меняется (рис. 2.39). В этом отношении амлитудный и
амплитудно-фазовый способы управления имеют существенное пре-
имущество перед фазовым.
Коэффициент полезного действия исполнительных асинхронных
микродвигателей несколько ниже, чем у одинаковых по мощности
асинхронных микродвигателей общего применения, из-за повышен-
ного активного сопротивления ротора. Причем наиболее высокий
к. п. д. имеют двигатели с амплитудным управлением, затем следуют
двигатели с амплитудно-фазовым управлением (конденсаторные).
Самый низкий к. п. д. у двигателей с фазовым управлением (за счет
большой мощности управления). Более высокий коэффициент мощно-
сти получают у микродвигателей с амплитудно-фазовым управлением
благодаря и наличию конденсатора в цепи воз уждения (cos<p=
=0,8-4^0,95).
Среда схем питания исполнительных асинхронных микродвига-
телей наибольшей простотой отличается схема конденсаторного ми-
кродвигателя, 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 вычислитель-
ных устройствах. Однако в каждом конкретном случае выбор спо-
соба управления должен определяться условиями работы системы,
звеном которой является двигатель, и требованиями, предъявляе-
мыми к этому звену.
У исполнительных асинхронных микродвигателей, работающих
в системах автоматики, важно обеспечить отсутствие самохода.
Рассмотрим явление самохода исполнительного асинхронного
микродвигателя. Для этого воспользуемся зависимостями
момента прямой и обратной М2 последовательностей при пульси-
рующем поле статора и различных значениях критического скольже-
ния sK (рис. 2.40, а и б).
На рис. 2.40 кривая результирующего момента М при пульсирую-
щем поле статора получается как геометрическая сумма моментов
прямой и обратной последовательностей.
В случае, показанном на рис. 2.40, а, критическое скольжение
по отношению к полю прямой последовательности зк=0,5 и резуль-
тирующий момент в пределах двигательного режима (s=0-4-1) имеет
одно направление с моментом прямой последовательности, а значит,
и с направлением вращения ротора. Следовательно, ротор не оста-
новится после снятия сигнала управления, если, конечно, момент
сопротивления Л4СТ меньше максимального результирующего момента
(например, режим точки Л).
В случае, показанном на рис. 2.40, б, критическое скольжение по
отношению к полю прямой последовательности sK=l. Здесь кривая
результирующего момента пересекает ось скольжения только в од-
ной точке s=l, и в пределах двигательного режима момент М отри-
ателен, т. е. является тормозящим, направленным против вращения
ротора. Поэтому при снятии сигнала управления ротор обязательно
эстановится. То же самое произойдет и при зк>1.
Следует отметить, что значение sK (при соблюдении условия sK> 1),
при котором гарантируется отсутствие самохода, зависит от схемы
зключения обмотки управления. Например, при снятии сигнала
/правления размыканием цепи обмотки управления требуемое
ритическое скольжение больше, чем при снятии сигнала без раз-
ыкания [5,271..
Реверсирование исполнительных асинхронных микродвигателей
производят изменением фазы напряжения управления на 180s
(например, путем переключения концов обмотки У). При этом маг-
нитное поле статора начинает вращаться в противоположную сто-
зону и изменяется направление вращения ротора.
§ 2.8. 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 характерис-
тики и передаточной функции исполнительного асинхронного микро-
двигателя получаются весьма громоздкими ввиду нелинейности
механических и регулировочных характеристик. При расчетах обычно
применяют линеаризацию (полную или на отрезке) этих характери-
стик. На линейном участке механической характеристики динами-
ческие свойства исполнительного асинхронного микродвигателя опи-
сываются уравнениями, аналогичными уравнениям (2.35), (2.36)
и (2.39) для исполнительного микродвигателя постоянного тока. Эго
значит, что исполнительный асинхронный двигатель является апе-
риодическим звеном первого порядка, если выходной величиной
служит скорость вращения ротора, и инерционным интегрирующим
звеном, если выходной величиной служит угол поворота ротора.^
Характеристикой быстродействия исполнительных асинхронных
микродвигателей служит электромеханическая постоянная вре-
мени Тм.
Постоянная Тм — это время, в течение которого ротор ненагру-
женного двигателя, обладающий моментом инерции J, разгоняется
от неподвижного состояния до скорости идеального холостого хода
<оо при неизменном вращающе1М моменте, равном пусковому Мп, т.е.
(2.60)
М„
На линеаризованном участке механической характеристики выра-
жение (2.60) преобразуется к виду
(2.61)
Величина Тк исполнительных асинхронных микродвигателей в
общем случае зависит от коэффициента сигнала. При амплитудном
и амплитудно-фазовом (конденсаторном) способах управления с
уменьшением сигнала снижается жесткость механических характе-
ристик, т. е. возрастает отношение ®О/А1П и уменьшается коэффи-
циент внутреннего демпфирования kn (см. рис. 2.37). Следовательно,
возрастает Ты. В первом приближении в случае этих способов
управления для определения Ты (при 0<аг<1) можно воспользоваться
формулой [5.1:
гг> * j I 2 \
м~ [ 1+а2 j'
При фазовом управлении жесткость механических характеристик
(2.62)
практически не зависит от величины сигнала и Тм можно определить
по формуле
\ е-63»
Электромеханическая постоянная времени Т,л реальных микро-
двигателей может быть несколько меньше, чем рассчитанная по
(2.62) и (2.63). Это объясняется нелинейностью механической харак-
теристики, в результате чего значение врашаюшего момента при оди-
наковой скорости больше, чем при линейном законе.
С увеличением частоты питающей сети / и уменьшением числа
пар полюсов р постоянная Тм возрастает, так как синхронная ско-
рость изменяется по закону
f
<ог = 2л;—.
Р
Основные меры по уменьшению Тм и увеличению быстродействия
исполнительных асинхронных микродвигателей следующие:
1) снижение момента инерции ротора; например, применение
полого немагнитного ротора;
2) увеличение пускового момента за счет совершенствования кон-
струкции, уменьшения воздушного зазрра; например, применение
«сквозной» конструкции двигателей.
Сравнение по быстродействию исполнительных асинхронных
микродвигателей с полым немагнитным ротором и с ротором типа
«беличьей клетки» наиболее целесообразно проводить при одинако-
вых мощности на валу, уровне суммарных потерь на единицу поверх-
ности корпуса, характеризующем нагрев двигателя, степени нели-
нейности характеристик и частоте питающей сети [5,271.
Как следует из (2.60), соотношение Тм рассматриваемых микро-
двигателей при одинаковой скорости вращения прямо пропорцио-
нально отношению моментов инерции ротора и обратно пропорцио-
нально отношению пусковых моментов.
Момент инерции полого немагнитного ротора значительно меньше,
чем ротора типа «беличьей клетки» того же диаметра и длины.
Однако у роторов типа «беличьей клетки» допустимое по механи-
ческой прочности отношение длины к диаметру больше, чем у тонко-
стенных полых немагнитных роторов, консольно закрепленных на
валу. Значит, при неизменной величине поверхности, необходимой
для проведения основного магнитного потока, диаметр ротора типа
«беличьей клетки» и его момент инерции могут быть уменьшены за
счет увеличения длины. (
Пусковой момент при отсутствии насыщения магнитопровода и
прочих равных условиях может быть получен больше у микродвига-
телей с ротором типа «беличьей клетки» за счет меньшей величины
воздушного зазора (см. § 2.6).
Указанные факторы определяют сравнительные параметры бы-
стродействия исполнительных асинхронных микродвигателей. В диа-
пазоне мощностей в единицы и доли ватт при относительно небольших
габаритах и массе ротора у двигателей «сквозной» конструкции с ро-
тором типа «беличьей клетки» можно получить меньшую постоян-
ную времени Т,,, чем при полом немагнитном роторе. Среди двига-
телей большей мощности преимущество по быстродействию в основном
имеют двигатели с полым немагнитным ротором. При частоте 400 Гц
Рис. ’2.41. Зависимости постоянной Ты от номинальной
мощности исполнительных асинхронных микродви-
гателей
и круговом магнитном поле у двигателей мощностью 10-ь20 Вт с полым
немагнитным ротором величина Тм лежит в пределах 0,015ч-0,15 с,
а с ротором типа «беличьей клетки» — в пределах 0,05-ь1,5 с.
На рис. 2.41 приведены показатели быстродействия некоторых
серийных исполнительных асинхронных микродвигателей (условные
обозначения по рис. 2.27).
§ 2.9. СИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ НЕПРЕРЫВНОГО ВРАЩЕНИЯ
Синхронные микродвигатели, выполненные по
классическому типу синхронной машины с электромагнитным воз-
буждением и пусковой обмоткой типа «беличьей клетки», имеют наи-
более оптимальные рабочие и пусковые характеристики. Однако та-
кие микродвигатели практически не применяют в автоматических
устройствах и приборах малой мощности, где энергетические харак-
теристики не являются решающими. Основные причины заключаются
в следующем:
1) для работы микродвигателя необходимо два источника пита-
ния: 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 возбуждения ротора от источника постоянного
тока и подключающая ее к внешнему сопротивлению.
В схемах автоматики, приборах и бытовых устройствах малой
мощности наибольшее распространение получили бесконтактные
синхронные микродвигатели, к которым не относятся-перечисленные
недостатки. зависимости от конструкции ротора, устройство и ма-
териал. которого в значительной мере определяют природу возник-
новения электромагнитного момента и 'рабочие свойства, эти микро-
двигатели можно под-
разделить на три типа:
1) с постоянными
магнитами (активного
типа);
2) реактивные;
3) гистерезисные.
Статор этих микро-
двигателей не отличает-
ся от статоров обычных
синхронных и асинхрон-
ных машин; его выпол-
няют наборным из ли-
стовой электротехниче-
ской стали. В пазах ста-
тора располагают трех-
Рис. 2.42. Схемы включения микродвигателей:
а — трехфазного с постоянными магнитами; б— однофаз-
ного гистерезисного
фазную или двухфазную распределенную обмотку, создающую вра-
щающееся магнитное поле (рис. .2.42).
Общим свойством рассматриваемых в настоящем параграфе микро-
двигателей является равенство в синхронном режиме скорости вра-
щения ротора и первой гармоники магнитного поля статора.
Микродвигатели с постоянными магнитами
(активного типа)
Ротор микродвигателей с постоянными магнитами состоит из двух
основных частей:
а) постоянных магнитов, создающих магнитный поток возбужде-
ния ротора и обеспечивающих возникновение электромагнитного
момента в синхронном режиме;
б) короткозамкнутой обмотки типа «беличьей клетки», уложен-
Рис. 2.43. Схемы конструкции роторов синхронных микродвигателей
с постоянными магнитами:
1~ постоянные магниты; 2 — сердечник из электротехнической стали;
S — стержни короткозамкнутой обмотки
ной в сердечник из электротехнической стали и обеспечивающей воз-
никновение электромагнитного момента в процессе асинхронного
пуска.
Наиболее распространенными являются роторы с радиальным
(рис. 2.43, а) и аксиальным (рис. 2.43, б) расположением постоянных
магнитов и короткозамкнутой обмотки.
Электромагнитный момент создается в результате взаимодействия
вращающегося поля статора с полем возбуждения ротора.
Величина электромагнитного момента синхронного микродвига-
теля в синхронном режиме в случае симметричной магнитной цени
и незначительном активном сопротивлении обмотки статора опре-
деляется уравнением, известным из обшей теории синхронных машин
активного типа [1]:
Мс=
si п Qa,
(2-64)
(DjXc
где тг — число фаз обмотки статора; Ux — фазовое напряжение на
зажимах обмотки статора; £0 — э. д. с., наводимая магнитным по-
током ротора в фазе обмотки статора; Хс — синхронное индуктивное
f
сопротивление обмотки статора; (о1 = 2л —-угловая синхронная
Р
скорость; f—частота напряжения сети; р — число пар полюсов
обмотки статора; 0В — временной угол между векторами иг и Ео.
Угол 0И численно равен пространственному (в электрических гра-
Рис. 2.44. Угловая характеристика синхрон-
ного микродвигателя с постоянными магни-
тами
дусах) углу между прост-
ранственной волной напря-
жения статора и попереч-
ной осью q ротора.
Величина угла 0Ц в син-
хронном режиме зависит
от момента сопротивления
на валу двигателя. Угло-
вая характеристика, соот-
ветствующая уравнению
(2.64), изображена на
рис. 2.44 (сплошная ли-
ния).
В реальных синхронных
микродвигателях с посто-
янными магнитами магнит-
ная система несимметрич-
на: индуктивные сопротив-
ления обмотки статора по продольной Xd и поперечной Хч осям маши-
ны не равны. Это наглядно выражено у микродвигателей радиальной
конструкции (рис. 2.43, а), в которых магнитное сопротивление ро-
тора по продольной оси d больше, чем по поперечной q, вследствие
малой магнитной проницаемости материала постоянных магнитов /
по сравнению с электротехнической сталью 2.
Активное сопротивление обмотки статора синхронных микро-
двигателей в отличие от синхронных двигателей большой мощности
соизмеримо с индуктивными сопротивлениями Xd и Х?. Поэтому су-
щественная часть потребляемой мощности теряется на сопротивле-
нии
Оба указанных фактора обусловливают изменение величины элект-
ромагнитного момента /Ис и характера его зависимости от угла 0и 132].
Основной является составляющая момента, соответствующая
взаимодействию полей статора и ротора,
1\д __ ntiUiEB
1оси
<01
——— --------------------------------O111 “г
(X4Xd+R]y
( X^+Rty
При 7?i=0 выражение для момента Л4ОСИ обращают в (2.64).
Появляется постоянная составляющая момента
Лапост R, —
<01
R> M+Rl)
(хдх^)2 ’
пропорциональная потерям мощности в обмотке статора от токов,
наведенных в ней потоком ротора. .
Неравенство индуктивных сопротивлений по продольной и попе-
речной осям вызывает появление постоянной
Alp. пост
m^U\ Rl(Xd-Xg)* .
2t0‘ (WW '
(2.65а)
и переменной
Мр. пеР~~—~~~* , (Ха~^Г [(XgXd-rf) sin20„+
2“> (XqXa+R*)2
+ tf1(X, + Xd)cos20j (2.656)
составляющих момента, получивших название реактивных
При Xg—Xd обе составляющие равны нулю.
Постоянные составляющие момента А1П0СтК, и Мр, „ост имеют знак
минус, т. е. являются тормозными.
Результирующий электромагнитный момент синхронного микро-
двигателя с постоянными магнитами в общем случае представляет
собой сумму всех этих составляющих:
Л1с = Л4осн + Л1пост «, + А4р. пост+. Alp. Пер . (2.66)
На рис. 2.44 (пунктирная линия) изображена угловая характе-
ристика синхронного микродвигателя радиальной конструкции, со-
ответствующая уравнению (2.66).
В случае работы микродвигателей в системах синхронной связи
исто требуется знать зависимость момента Мс от угла у между осью
м. д. с.„ (или потока) статора и продольной осью ротора. Пересчёт
угловой характеристики к новым осям можно производить по мето-
дике, изложенной в' [321.
Следует отметить, что угловая характеристика Л1с=/(уэ) также
является несинусоидальной, но при углах уэ=0 и 180е момент Мс=0
(уэ — угол у в электрических градусах).
При прочих равных условиях момент Ма тем больше, чем больше
э. д. с. Ео, т. е. чем сильнее магнитный поток ротора.
У синхронных микродвигателей с постоянными магнитами при-
меняют асинхронный
метод
пуска, т. е. в процессе разгона ротора
до скорости, близкой к синхронной, дви-
гатель работает как асинхронный. Вра-
щающееся магнитное поле статора во
взаимодействии с токами, наведенными
этим полем в короткозамкнутой обмотке
ротора, создает асинхронный враща-
ющий момент Ма (рис. 2.45). Особен-
ность пуска таких микродвигателей по
сравнению с двигателями с электромаг-
нитным возбуждением заключается в
том, что он происходит при наличии
потока возбуждения ротора. Этот поток
при вращении ротора наводит в обмот-
ках статора э. д. с., частота которой
не равна частоте сети. Под действием
э. д. с. в цепи обмоток статора протека-
ют токи, которые во взаимодействии с
вызвавшим их потоком ротора создают
тормозной момент Мт, направленный
вращающему моменту Ма. На результи-
=/(s) появляются про-
Рис. 2.45. Механическая
характеристика синхрон-
ного микродвигателя с по-
стоянными магнитами
в асинхронном режиме
(s — скольжение)
встречно к асинхронному
рующей механической характеристике А1рез
валы, которые ухудшают условия пуска. Например, при моменте
сопротивления на валу Л4стл (рис. 2.45) ротор будет вращаться со
скоростью, соответствующей скольжению яд- Эта скорость далека от
синхронной и синхронизация ротора с полем статора не наступит.
Следует огметить, что в синхронном режиме (s=0) момент Мт яв-
ляется рассмотренной составляющей электромагнитного момента
й4ПОСт к, • Для уменьшения тормозного момента Л4Т необходимо сни-
жать степень возбужденности постоянных магнитов ротора, т. е.
уменьшать отношение EJU^.
Оптимальной является такая возбужденность постоянных маг-
нитов ротора, которая обеспечивает наилучшие характеристики в
синхронном режиме при заданных пусковых характеристиках.
Реактивные микродвигатели
Синхронными реактивными называют микродвигатели с перемен-
ным вдоль окружности воздушного зазора магнитным сопротивлением
и невозбужденным ротором. Вращающееся магнитное поле таких
микродвигателей создается только м. д. с. статора. Электромагнит-
ный момент возникает в результате изменения энергии магнитного
поля в зазоре при рассогласовании осей поля и ротора.
Изменение магнитного сопротивления вдоль окружности воздуш-
ного зазора двигателя осуществляют путем выбора соответствующей
формы и материала ротора.
Роторы, схематически изображенные на рис. 2.46, а и б, отлича-
ются от обычного короткозамкнутого ротора типа «беличьей клетки»
асинхронного микродвигателя только наличием внешних открытых
(явнополюсная конструкция, рис. 2.46, а) или внутренних (неявно-
полюсная конструкция, рис. 2.46, б) пазов, которые обеспечивают
изменение магнитного сопротивления вдоль окружности. У ротора,
показанного на рис. 2.46, в, такой же эффект получают за счет вы-
полнения его из двух разнородных по магнитным свойствам материалов.
На рис. 2.47 представлен синхронный реактивный микродвига-
тель СД-09М с ротором, соответствующим рис. 2.46, а.
Принцип действия реактивного микродвигателя рассмотрим на
статической модели рис. 2.48. Вращающееся поле статора заменим
постоянным магнитом. Угол между осью м. д. с. статора и продоль-
ной осью d ротора обозначим у. Будем считать, что на модели на-
правления м. д. с. и потока статора Фх совпадают.
На рис. 2.48, а показано положение ротора в том случае, когда
угол между осями ротора и потока статора, т. е. угол рассогласова-
ния у=0. Магнитные силовые линии проходят по пути наименьшего
сопротивления и не деформируются. Реактивный вращающий момент
Л4р=О. Ротор занимает положение устойчивого равновесия. Если
принудительно повернуть ротор на угол у по часовой стрелке
(рис. 2.48, б), то магнитные силовые линии изогнутся. Деформация
магнитного поля вызовет вследствие упругих свойств силовых линий
реактивный вращающий момент, стремящийся повернуть ротор про-
тив часовой стрелки. Очевидно, ротор установится под таким углом у
к оси потока статора, при котором внешний момент уравновесится
реактивным моментом двигателя. При устранении внешнего момента
ротор снова вернется в положение устойчивого равновесия, при кото-
ром у=0. При повороте ротора на 90р (рис. 2.48, в) силовые линии
поля будут вновь проходить прямолинейно, не изгибаясь, но магнит-
ное сопротивление в этом случае больше, чем при у—0.
Реактивный момент Л4р=0, т. е. ротор находится в равновесии.
Однако между положениями равновесия при у=0 и у=90° имеется
существенное различие: в первом случае равновесие устойчиво, так
как при всяком отклонении от него ротор стремится вернуться в пер-
воначальное положение, а во втором случае равновесие неустойчиво
и достаточно малейшего возмущения, чтобы ротор вернулся в устой-
чивое положение максимальной магнитной проводимости, показан-
ное на рис. 2.48, а или отличающееся от него на 180р.
Таким образом, реактивный момент всегда стремится установить
ротор в положение минимального магнитного сопротивления на пути
потока двигателя. Положение устойчивого равновесия ротора будет
при у=0,180р и неустойчивого — при у=90 или 270” (электрических).
Рис. 2.46. Схемы конструкций роторов синхронных реактивных
микродвигателей!
/—сердечник йз электротехнической стали; 2—стержни короткозамк-
нутой обмотки
Рис. 2.47. Синхронный реактивный микродвигатель СД-09М;
1 — статор с двухфгзной обмоткой; 2 — ротор; 3 — подшипниковый щит
е)
Рис. 2.48. Принцип действия реактивного микродвигателя
Нами был рассмотрен физический процесс создания реактивного
вращающего момента в статическом режиме при смещении оси ро-
тора относительно оси полюсов постоянного магнита. В реальных
синхронных реактивных микродвигате-
лях обмотки статора 1 создают магнитное
поле, вращающееся в пространстве
с постоянной или переменной скоро-
стью, а ротор 2 увлекается реактивным
моментом вслед за полем и вращается
со скоростью поля (рис. 2.49).
Аналитические выражения реактив-
ного момента через угол у весьма гро-
моздки. Поэтому при расчетах исполь-
зуют угол 0„ между пространственной
волной напряжения статора и попереч-
ной осью q ротора, величина которого
тоже зависит от момента нагрузки.
Вид угловой характеристики реак-
тивного двигателя’определяется законом
Рис. 2.49. Модель син-
хронного реактивного
микродвигателя
изменения магнитного сопротивления вдоль окружности статора.
Момент, соответствующий основной (второй) гармонике переменной
составляющей магнитного сопротивления, без учета активного
сопротивления обмотки статора находят по формуле, известной из
общей теории явнополюсных электрических машин [1]:
miu2i / 1
2<о, \ X
sin 20и,
Мр
(2.67а)
где Xd и Ху — синхронные индуктивные сопротивления соответст-
венно по продольной и поперечной осям.
Реактивный вращающий момент А1р в отличие от активного изме-
няется в функции угла 0„ по закону sin 20ц (сплошная линия на
рис. 2.50). Установившийся режим в микродвигателе наступает при
определенном угле 0И, обеспечивающем равенство /Ир=/Ист, где
Ма — статический момент сопротивления на валу двигателя.
У реальных синхронных микродвигателей активное сопротивле-
ние обмотки статора относительно велико и соизмеримо с Xd
и Ху. Поэтому для расчета реактивного момента нужно пользо-
ваться уточненными формулами (2.65а) и (2.656)
/Ир—/Ир-ПОСТ-|-/Ир. пер
. mlU2l
2®,
Хд-Хд
X [(ХЛа “ sin 20г + К cos 20« “ Ъ ~ •
(2.676)
При Т?!=0 выражение (2.676) обращается в (2.67а). Из фор-
мулы (2.676) следует, что сопротивление Rj влияет на величину
момента /Ир. Максимум момента смещается с 45° в сторону меньших
углов 0Ц=(ЗО—40°) (пунктирная линия на рис. 2.50).
Пересчет угловой характеристики Mp—f (ви) к аргументу у можно
произвести по формуле [29]
eB=arctg
Xd cos Уэ+7?! sin Уэ
где уэ=ру—угол в электрических градусах.
Угловые характеристики /Ир=/(уэ) несинусоидальны, но при
углах уэ=0, 90, 180
и 270° момент /Ир=0.
При неравенстве
скоростей ротора и
поля угол 0И стано-
вится периодической
функцией времени и
среднее значение ре-
активного момента
равно нулю. Поэтому
у синхронных реак-
тивных микродвига-
телей применяют
асинхронный метод
пуска. В качестве
пусковой служит ли-
бо обмотка типа «бе-
Рис. ,2.50. Угловая характеристика синхронного
реактивного микродвигателя
личьей клетки» (см. рис. 2.46, а и б), либо алюминиевые части ро-
тора (см. рис. 2.46, в). В двигателях с ротором, изображенным на
рис. 2.46, б, сохранение полного комплекта стержней обмотки при-
водит к улучшению пусковых свойств, в частности к повышению
момента входа в синхронизм.
У реактивных микродвигателей в процессе пуска вследствие
изменения магнитного сопротивления 7?м появляется переменная
составляющая магнитного потока, наводящая добавочную э. д. с.
в обмотке статора. Как у двигателей с постоянными магнитами,
создается тормозной момент А1Т. Однако влияние этого момента на
пусковые свойства реактивного микродвигателя обычно значительно
слабее, так как ротор невозбужденный.
В синхронном режиме момент /Ит=/Ир.пост.
Синхронные реактивные микродвигатели имеют невысокие энер-
гетические показатели. Причиной низкого значения коэффициента
мощности coscp является то, что магнитный поток реактивного микро-
двигателя создается исключительно намагничивающим током ста-
тора, который имеет индуктивный характер. Увеличению намагни-
чивающего тока способствует повышенное сопротивление магнитной
цепи из-за наличия впадин на роторе (/?М?>/?МД Соответственно
низок и к. п. д. реактивных двигателей за счет значительных элек-
трических потерь мощности в обмотках статора.
Таким образом, усиление неравенства магнитных и индуктивных
сопротивлений по осям d и q способствует увеличению момента Мр
(см. формулу (2.67а)], но ухудшает энергетические характеристики
двигателя. Практически у синхронных реактивных микродвигателей
отношение ширины полюсной дуги ротора к полюсному делению
выполняют примерно равным (0,5ч-0,6), а максимального воздуш-
ного зазора к минимальному — (10-1-12).
Гистерезисные микродвигатели
Синхронным гистерезисным называют микродвигатель (рис. 2.51),
вращающий момент которого возникает за счет явления гистерезиса
при перемагничивании
ротора.
Ротор гистерезисно-
го двигателя выполняют
из магнитнотвердого ма-
териала с широкой
петлей гистерезиса (ви-
каллой, альни). Причем
в целях экономии доро-
гостоящего магнитно-
твердого материала ро-
тор делают сборным
(рис. 2.52).
При определенном
соотношении между тол-
щиной кольца 1 из
магнитнотвердого мате-
риала и диаметра ро-
тора достигаются опти-
мальное по намагничи-
ванию использование
материала и наилучшие
энергетические показа-
тели.
Для выяснения природы гистерезисного момента рассмотрим
физические процессы, происходящие в роторе описанной конструк-
ции при асинхронном вращении, т. е. когда материал ротора непре-
рывно перемагничивается (рис. 2.53). Будем считать, что оси м. д. с.
и потоков как в статоре, так и в роторе, совпадают. В момент вре-
мени, когда вектор вращающегося магнитного потока статора (Д
занимает положение А (рис. 2.53, fl), элементарные магнитики ро-
тора ориентируются вдоль этого потока. Силы взаимодействия эле-
ментарных магнитиков, например Мг и М2, с потоком статора на-
правлены вдоль этого потока и вращающего момента не создают.
При перемещении потока статора в положение Б в том же направ-
лении будут поворачиваться и элементарные магнитики (рис. 2.53, б).
Однако вследствие явления гистерезисного запаздывания магнити-
ки М±. и М2 не сразу повернутся на тот же угол, что и поток Ф1Э
и между ними образуется угол рассогласования уг (угол гистерезис-
ного запаздывания). После этого силы взаимодействия Бэм будут
Рис. 2.51. Синхронный гистерезисный микродвига-
тель Г-201;
1 — статор с двухфазной обмоткой; 2 — ротор; 3 — под-
шипниковый шит
иметь тангенциальные составляющие Ft, которые и создадут гисте-
резисный момент асинхронного режима /Ига. Возникающий гистере-
зисный момент пропорционален векторному произведению простран-
ственных векторов магнитного потока ротора Ф2, образованного
элементарными магнитиками, и статора Ф1; которые вращаются
с одинаковой скоростью со сдвигом по фазе на уг:
/Ига>=&{Ф)Ф2]=^Ф1Ф251пуг, (2.68а)
где k — коэффициент, зависящий от
Величины потоков Фг и Ф2 при
фазном, питании от скорости вра-
щения ротора не зависят. Про-
странственный угол уг, на который
поток ротора отстает от потока
параметров машины.
симметричном, например трех-
Рис. 2.52. Ротор гистерезисного микродвигателя:
/ — кольцо магнитнв'.'вердого материала; 2 — втулка из немагнитного или -агнитномяг-
кого материала: 3 — вал
Рис. 2.53. Принцип действия гистерезисного микродвигателя
статора, также не зависит от скорости вращения ротора и опреде-
ляется той коэрцитивной силой Нс, при которой начинает изме-
няться направление поля элементарных магнитиков, т. е. опреде-
ляется формой петли гистерезиса материала ротора. Соответственно
Рис. 2.54. Механические характеристики гистерезисного дви-
гателя
не зависит от скорости вращения ротора и величина вращающего
гистерезисного момента Мга.
Идеальная механическая характеристика микродвигателя пока-
зана на рис. 2.54, а сплошной линией. Из этой характеристики
видно, что синхронный гистерезисный микродвигатель в отличие от
синхронных микродвигателей других типов имеет собственный гисте-
резисный пусковой момент, равный моменту
при синхронной скорости ротора.
Величину гистерезисного момента опре-
деляют исходя из баланса мощностей в ро-
торе. Мощность потерь на гистерезис в не-
подвижном роторе
Prn = PryFlV,
где ргу — удельные потери на гистерезис за
1 цикл перемагничивания в единице объема,
пропорциональные площади петли гистере-
зиса; V — объем магнитнотвердого материала
ротора; /у— частота напряжения сети.
При вращении ротора со скольжением s
частота перемагничивания ротора fs=s^ и
Н
Рис. 2.55. Петля гистере-
зиса различных материа-
лов
потери на гистерезис в роторе
Р =sP
л г$ ГП‘
Разница мощностей Ргп и Prs соответствует полной механической
мощности, развиваемой двигателем,
мех — Prn Prs — Ргп О —s).
Тогда гистерезисный вращающий момент
ИЛ ____Рмех Ргп РгуДР
L га —
С>2 <*>! ©J
(2.686)
где и, и су — скорости вращения ротора и поля.
Как следует из (2.686), увеличение гистерезисного момента воз-
можно за счет выполнения ротора из материала с петлей гистерезиса,
имеющей наибольшие значения коэрцитивной силы Нс и остаточной
индукции Вг, а также наиболее выпуклую форму (рис. 2.55). Идеаль-
ным был бы материал ротора с прямоугольной петлей гистерезиса /.
Материалы типа викаллой и альни, как показывает кривая 2, весьма
близки к этому идеалу. Обычные электротехнические стали имеют
гистерезисную петлю типа 3 и не обеспечивают сколько-нибудь зна-
чительного гистерезисного момента.
Механическая характеристика реальных гистерезисных микро-
двигателей может не быть абсолютно жесткой. Изменение гисте-
резисного момента в функции скорости ротора (скольжения) объ-
ясняется в основном тремя факторами.
Во-первых, при неравенстве скоростей ротора и поля в роторе
наводятся вихревые токи, которые во взаимодействии с вызвавшим
их полем ©j создают момент в, являющийся по существу моментом
асинхронного двигателя (пунктирная линия на рис. 2.54, б).
Во-вторых, при конденсаторной схеме включения двухфазного
гистерезисного двигателя (рис. 2.42, б) в однофазную сеть форма вра-
щающегося магнитного поля статора, а значит, и величина момента
Л4га (штрих-пунктирная линия на рис. ,2.54, б) зависят от скорости
ротора. При изменении скорости вращения ротора меняется частота
перемагничивания и потери в роторе и соответственно ток в обмотках
статора. Происходит перераспределение напряжений между конден-
сатором и фазовой обмоткой и поле, круговое при одной скорости
(например, при s=0), становится эллиптическим при другой (анало-
гично асинхронным микродвигателям, см. § 2.6).
В-третьих, сказывается влияние моментов высших гармоник поля.
В синхронном режиме магнитное поле статора и ротор вращаются
с одной скоростью и перемагничивание материала ротора не проис-
ходит. Магнитный поток ротора Ф20СТ сохраняется вследствие остаточ-
ного магнетизма и вращается вместе с ротором с синхронной ско-
ростью. Поток тем больше, чем выше значение остаточной индукции Вг.
Микродвигатель работает как обычный синхронный микродвигатель
с постоянными магнитами на роторе. Отличие только в том, что
угол отставания оси поля ротора, принимаемой за его продольную
ось, от оси поля статора гистерезисного микродвигателя у не может
превысить угла гистерезисного запаздывания уг, так как в пробивном
случае начинается перемагничивание ротора. Следовательно, ’ наи-
большее значение момента Л4ГС, развиваемое гистерезисным двига-
телем в синхронном режиме, равно Л4га. При моменте сопротивления
на валу, превышающем Л4га, ротор выходит из синхронизма. У ги-
стерезисных микродвигателей угол уг обычно не превышает 20—25е.
Из сказанного следует, что синхронный гистерезисный микродви-
гатель развивает вращающий момент и при асинхронной, и при син-
хронной скорости вращения ротора. Режим его работы зависит от
величины и характера статического момента сопротивления Л1СТ на
валу ротора (см. рис. 2.54, а). Если во всем диапазоне скольжений
от 1 до 0 момент сопротивления (прямая 1) меньше гистерезисного
момента, то двигатель работает в синхронном режиме. Ось поля
ротора отстает от оси поля статора на угол у, при котором соблюдается
равновесие моментов Л1ГС=Л1СТ. Если момент сопротивления меняется
по прямой 2, то равновесие моментов наступит при скольжении sa,
соответствующем точке а, т. е. двигатель будет работать в асинхрон-
ном режиме (/Ига=Л1ст). Однако использование гистерезисных микро-
двигателей в асинхронном режиме неэкономично вследствие больших
потерь, на перемагничивание ротора, особенно при больших скольже-
ниях. '
Синхронные гистерезисные микродвигатели обладают весьма цен-
ными качествами. Они развивают большой пусковой момент и спо-
собны входить в синхронизм при большом моменте инерции нагрузки.
Ротор гистерезисного двигателя входит в синхронизм плавно, без рыв-
ков благодаря практически постоянной величине пускового гисте-
резисного момента весь период пуска от s=i до s=0. Потребляемый
гистерезисным двигателем ток незначительно (на 20—30%) изме-
няется при изменении режима работы от короткого замыкания (пуск)
до холостого хода, что позволяет эффективно использовать гистере-
зисные двигатели в повторно-кратковременном режиме. Гистерезис-
ные микродвигатели просты по конструкции и надежны в эксплуа-
тации.
Энергетические показатели гистерезисного микродвигателя не
особенно высоки, так как поток ротора является вторичным, наве-
денным рабочим потоком статора и работа такого двигателя соответ-
ствует режиму синхронной машины с недовозбуждением. Однако
у гистерезисных .„микродвигателей в синхронном режиме существует
возможность изменения величины намагничивающего тока и соответ-
ственно к. п. д. и costp.
Это можно проследить на примере зависимости тока /г гистере-
зисного микродвигателя в синхронном режиме от напряжения воз-
буждения Ult при снижении последнего от величины Uln, при кото-
рой происходит пуск (рис. 2.56). Величина возбужденной м. д. с.
ротора определяется напряжением пуска Uln, а величина результи-
рующего. потока двигателя умень-
шается пропорционально (7Х. Значит,
при уменьшении возрастает
роль м. д. с. ротора в создании
результирующего магнитного поля и
меняется величина и характер тока
статора. Индуктивная намагничи-
вающая составляющая тока статора
(<р>0) постепенно уменьшается до
нуля (<р=0) и затем появляется
Рис. 2.56. U-образная характери-
стика гистерезисного микродвига-
теля
размагничивающая емкостная соста-
вляющая (ф<0). Эта зависимость по своей физической сути
аналогична U-образной характеристике синхронного микродвигателя
с электромагнитным возбуждением [11.
В рабочем режиме гистерезисного микродвигателя при синхрон-
ном вращении ротора к. п. д. и cos <р можно повысить путем подмаг-
ничивания ротора с помощью кратковременного (на 2—3 периода)
повышения величины магнитного потока статора за счет увеличения
подводимого к статору напряжения. Подмагниченный ротор, как и
ротор с постоянными магнитами обычного синхронного микродвига-
теля, начинает больше участвовать в создании основного рабочего
магнитного потока и тем самым разгружать обмотку статора от реак-
тивного намагничивающего тока. Это соответствует смещению рабо-
чей точки характеристики двигателя из Л в В на рис. 2.56.
* *
*
Синхронные микродвигатели выпускают как для работы в систе-
мах с постоянной частотой напряжения сети, так и с переменной.
Первые применяются в таких приборах и установках (звуко-
записи, телевидения и т. д.), где требуется постоянная скорбеть вра-
щенйя при изменении момента сопротивления в определенных пре-
делах. Изменение синхронной скорости вращения ротора этих дви-
гателей возможно только переключением обмоток статора на другое
число пар полюсов. Следует отметить, что свойством полисинхрониз-
ма, т. е. способностью одного и того же двигателя работать при раз-
личном числе полюсов обмотки статора, среди синхронных обладают
только гистерезисные микродвигатели. У них число полюсных зон на
роторе автоматически получается равным числу полюсов на статоре.
Во всех остальных синхронных микродвигателях число полюсов на
роторе фиксируется конструктивно.
Двигатели второго типа рассчитаны на плавное или дискретное
регулирование синхронной скорости вращения ротора за счет изме-
нения частоты питающей сети. Двигатели с плавным регулированием
частоты применяют в основном в системах синхронной связи.
К синхронным микродвигателям, используемым в системах звуко-
записи, звуковоспроизведения и т. д., предъявляются жесткие тре-
бования по уровню создаваемых звуковых шумов. Для сравнения раз-
личных синхронных микродвигателей по этому показателю выделим
основные причины шумов.
. Шумы механического происхождения возни кают в результате виб-
раций за счет динамического небаланса ротора, работы подшипников
и скользящих, контактов.
Шумы аэродинамического происхождения появляются в результате
воздушных завихрений при вращении ротора.
Шумы"магнитного происхождения возникают в результате виб-
раций магнитопровода под действием переменных электромагнитных
сил, обусловленных в основном изменением магнитного сопротивле-
ния потоку вдоль окружности ротора.
В соответствии с изложенным наименьший уровень шумов может
быть достигнут у гистерезисных микродвигателей, имеющих симмет-
ричный в механическом и магнитном отношении ротор с гладкой по-
верхностью. Наибольший уровень шумов у реактивных микродви-
гателей с явнополюсным ротором (рис. 2.46, а).
Наиболее высокие энергетические показатели (к. и. д. т] и коэф-
фициент мощности cos ср) и наименьший вес q на единицу номиналь-
ной мощности имеют микродвигатели активного типа с постоянными
магнитами. При частоте напряжения питания 50 Гц в диапазоне мощ-
ностей 104-100 Вт т]=40-4-80% (меньшие значения относятся к дви-
гателям меньшей мощности). Затем идут гистерезисные микродвига-
тели, режим которых, как указывалось, соответствует работе син-
хронной машины с недовозбуждением. При тех же условиях их
г]=30ч-50%. Наихудшие показатели имеют реактивные микродви-
гатели, у которых поток возбуждения ротора вообще отсутствует.
В указанных условиях их т}=204-40%.
Коэффициент мощности cos<p существенно зависит от схемы
включения двигателя: трехфазной или однофазной с конденсатором.
Коэффициент мощности, весьма низкий из-за собственных свойств
у реактивных и гистерезисных микродвигателей (порядка 0,3-4-0,5
в трехфазном режиме), в конденсаторной схеме включения выше и
прпмерйо такой же, как у микродвигателей с постоянными маг-
нитами (порядка 0,64-0,9).
Синхронные микродвигатели, предназначенные для работы от
сети с повышенной частотой (400 и 1000 Гц), могут иметь лучшие по-
казатели к. п. д. и веса, чем при частоте 50 Гц.
На рис. 2.57 приведены энергетические и весовые показатели не-
которых серийных синхронных микродвигателей.
Синхронные микродвигатели часто используют в технологическом
оборудовании и бытовых приборах в качестве двигателей общего при
Рис. 2.57. Зависимость к. п. д. (а) и веса на единицу номинальной мощности
(б) от номинальной мощности синхронных микродвигателей:
СДПМ — активного типа с постоянными магнитами; Г. ГТ — гистерезисные; (//( — часто-
та S0 Гц; (В)—частота 400 Гц; (3)—трехфазная схема включения, (/(—однофазная
схема включения; Р — реактивные
менения. Из рассмотренных синхронных микродвигателей наиболее
простые по конструкции и технологии изготовления и сравнительно
дешевые в производстве реактивные микродвигатели, которые выпол-
няют из недорогих магнитномягких материалов.
§ 2.10. РАВНОМЕРНОСТЬ ВРАЩЕНИЯ РОТОРОВ
СИНХРОННЫХ МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ
К синхронным микродвигателям, работающим в приборах высокой точности,
часто предъявляется требование стабильности не только средней, но и мгновен-
ной скорости вращения ротора.
Средняя скорость вращения роторов <о2ср синхронных микродвигателей при
заданной частоте напряжения сети — величина постоянная и равна (или кратна)
средней скорости вращения магнитного поля со;. При этом мгновенная скорость
вращения ротора ш2 может колебаться в пределах одного оборота относительно
средней скорости (рис. 2.58, а).
Так как ротор вращается неравномерно, то действительное угловое положение
выходного конца вала о в момент времени t отличается от расчетного ар = со2Ср t
(рис. 2.58, б). Угловая ошибка Да наиболее опасна в случае работы микродвига-
телей в системах передачи или преобразования угловых перемещений.
Колебания мгновенной скорости вращения иногда называют качанием ротора
синхроииого двигателя. Для пояснения этого процесса рассмотрим работу син-
хронного микродвигателя, ротор которого вращается с постоянной средней
скоростью, равной скорости поля (Юзер = он), при ступенчатом изменении момен-
та сопротивления (рис. 2.59).
Рис. 2.58. Колебания мгновенной скорости и угла поворота
ротора во времени
Рис. 2.59. Пояснение процесса
качания ротора синхронного
двигателя
В общем случае можно выдел:
У всех типов синхронных микродвигателей электромагнитный синхронизирую-
щий момент Мс, развиваемый в синхронном режиме, является функцией угла
между осью потока статора и продольной осью ротора.
При моменте сопротивления на валу Л1СТ1 продольная ось ротора смещена
относительно оси потока статора Фх на некоторый угол Ун при котором момент
Л4С/ развиваемый двигателем, равен моменту
сопротивления (Л1С=Л1СТ1). В случае умень-
шения момента сопротивления (Мст2<Л)сп)
момент двигателя станет больше момента со-
противления, мгновенная скорость ротора
несколько возрастет (+Дсо2) и продольная
ось ротора приблизится к оси потока стато-
ра — угол у уменьшится. Моменту сопротив-
ления Л4Ст2 соответствует новое установив-
шееся угловое положение ротора у2, при
котором Мс=Л1ст2. Однако вследствие мо-
мента инерции ротор не займет сразу по-
ложение у2, а проскочит его и продольная
ось ротора приблизится к оси потока стато-
ра на угол у2<у2- При этом момент дви-
гателя будет меньше момента сопротивле-
ния (Л1С < 7HCT2). Мгновенная скорость ро-
тора начнет несколько уменьшаться (—Дсо2),
а угол у увеличиваться вплоть до у2> у2.
Это значит, что ротор будет некоторое
время колебаться около углового положе-
ния у2 и его мгновенная скорость будет
меняться.
□ три группы причин, вызывающих неравно-
мерность вращения роторов синхронных микродвигателей: 1) переменные электро-
магнитные силы в двигателе, 2) переменные механические силы в двигателе,
3) внешние факторы.
Переменные электромагнитные силы в двигателе возникают в основном из-за
эллиптичности вращающегося магнитного поля, несинусоидального распределения
магнитной индукции вдоль окружности воздушного зазора и неравномерной
магнитной проводимости по различным осям реального двигателя.
Эллиптичность вращающегося поля может быть вызвана несимметриеи
напряжения питания, включением конденсатора в цепь одной из фаз при одно-
фазном питании и асимметрией фазных м. д. с. обмотки статора вследствие
неравенства сопротивлений или чисел витков в фазах. При неизменной линейной
скорости конца вектора поля угловая скорость вращения эллиптического поля,
а значит, и мгновенная скорость ротора в пределах оборота не являются по-
стоянными (рис. 2.60).
Несинусоидальное распределение магнитной индукции вдоль окружности
воздушного зазора может быть следствием иесинусоидального закона распреде-
ления м. д. с., насыщения, неравномерности воздушного за-
зора (эллиптичность статора или ротора, эксцентриситет,
пазы на поверхности и т. д.) или неоднородности магнит-
ного материала. В воздушном зазоре возникают высшие
пространственные гармоники статора и ротора.
Скорости вращения полей высших гармоник зависят от
их порядка. При взаимодействии высших гармоник полей
статора и ротора,, вращающихся с разной скоростью, возни-
кают синхронные моменты, среднее значение которых равно
нулю, а мгновенное пульсирует по синусоидальному закону
с частотой, равной разности- частот вращения взаимодейст-
вующих полей (как при выходе синхронной машины из
синхронизма). Это приводит к колебаниям мгновенной ско-
рости вращения ротора с соответствующей частотой.
Наличие зубцов на поверхности статора и ротора обус-
ловливает появление зубцовых реактивных моментов, так
как магнитное сопротивление на пути потока является
функцией углового положения ротора относительно стато-
ра (рис. 2.61).
Пульсации зубновых реактивных моментов при враще-
ний ротора вызывают соответствующие колебании его мгно-
венной скорости.
Переменные механические силы в двигателе вызы-
ваются конструктивными, технологическими и эксплуата-
ционными факторами. Так, например, неточная балансиров-
Рис. 2.60. Измене-
ние мгнове.чной уг-
ловой скорости
эллиптического по-
ля (/'=/"; а'—а"-,
®2<®2)
ка ротора приводит к возникновению переменных динами-
ческих сил. Неправильная посадка подшипников на вал вызывает местные дефор-
мации и тормозные моменты. Изменение температуры приводит к неравномерной
деформации отдельных частей двигателя, разбалансировке ротора и т. д.
Основными внешними факторами, влияющими на степень неравномерности
вращения роторов синхронных микродвигателей, являются колебания напряже-
ния питания и величины нагрузки, а также несинусо-
Рис. 2.61. Влияние
зубчатости поверхно-
стей статора и ротора
на магнитное сопро-
тивление
1) совершенствов ание
лей с целью устранения
ротора;
ндальность напряжения питания.
Колебания амплитуды напряжения пикания при-
водят к изменению магнитного потока статора и, как
следствие, вращающего момента, развиваемого дви-
гателем. Нарушается равновесие моментов вращения
и сопротивления на валу двигателя и начинается
процесс качания ротора. Таков же эффект от колеба-
ния момента нагрузки на валу двигателя.
В результате несинусоидалыюсти напряжения
питания появляются высшие временные гармоники
вращающегося поля. Их скорость вращения отлича-
ется от скорости вращения ротора, что приводит к воз-
никновению пульсирующих моментов. Последние, как
и моменты от высших пространственных гармоник,
нарушают равномерность вращения ротора.
Повышение равномерности вращения роторов
синхронных микродвигателей осуществляют по двум
основным направлениям:
конструкции и технологии изготовления самих двигате-
причин, вызывающих колебания мгновенной скорости
2) стабилизация мгновенной скорости вращения путем применения электрон-
ных схем.
Степень равномерности вращения роторов синхронных микродвигателей
весьма сильно зависит от величины удельного синхронизирующего момента,
параметров короткозамкнутой обмотки типа «беличьей клетки» (если она имеется)
и момента инерции ротора.
Удельный синхронизирующий момент Л1уд синхронного микродвигателя—это
момент, приходящийся на одни геометрический градус угла рассогласования у
между осями поля статора и ротора при значениях у, близких к нулю,
ЛМС \
Ду /т~о
Очевидно, чем больше при прочих равных условиях удельный момент Л4уд,
тем меньше амплитуда колебаний углового положения ротора Ду при одинаковом
возмущении по моменту. ДМ (рис. 2.62, а; /ИуД1>Л1ул2).
Увеличение удельного момента может быть достигнуто, в частности, за счет
увеличения числа пар полюсов двигателя (рис. 2.62, б).
(2.69)
/Иуд —
Рис. 2.62. Угловые характеристики синхронных микродвигателей
Короткозамкнутая пусковая обмотка, расположенная на роторе синхронных
микродвигателей активного и реактивного типа, в синхронном режиме является
электрическим демпфером. При изменениях мгновенной скорости ротора в коротко-
замкнутой обмотке наводятся токи, создающие во взаимодействии с вызвавшим
их магнитным полем демпфирующий асинхронный момент. Правильный выбор
параметров короткозамкнутой обмотки может обеспечить существенное умень-
шение амплитуды колебаний скорости ротора.
Моме;нт инерции ротора и нагрузки следует выбирать так, чтобы сдвинуть резо-
нансную частоту двигателя от частоты наиболее опасных переменных сил.
Для количественной оценки равномерности скорости вращения ротора вводит-
ся понятие нестабильности мгновенной скорости вращения ротора, которая равна
отношению максимального перепада скорости к ее среднему значению (см.
рис. 2.58, а);
t^max —Hamln, (2 70)
<°2ср
В общем случае изменение угла у и скорости to2 происходит не по гармони-
ческому закону. Для основной (первой) гармоники касаний ротора взаимосвязь
нестабильности мгновенной скорости и амплитуды угловых колебаний описывается
сравнительно простым выражением [19]:
N=a 2яу1та х (2 71)
21 600£
Здесь Yimax — амплитуда угловых колебаний в угловых минутах;
•А=Тк/Т0,
где Тк — период первой гармоники колебаний; Го— период оборота ротора.
Синхронные микродвигатели активного типа с постоянными магнитами и
короткозамкнутой обмоткой типа «беличьей клетки» на роторе имеют наименьшую
нестабильность скорости. Объясняется это тем, что наличие собственного потока
возбуждения ротора обеспечивает BbitOKoe значение удельного синхронизирую-
щего момента, а короткозамкнутая обмотка при правильном выборе ее парамет-
ров оказывает сильное демпфирующее действие. Синхронные гистерезисные
микродвигатели имеют бблыпую нестабильность скорости, так как у них на роторе
нет короткозамкнутой обмотки.
Нестабильность мгновенной скорости вращения роторов синхронных реактив-
ных микродвигателей также больше, чем у двигателей с постоянными магни-
тами, несмотря на наличие короткозамкнутой обмотки ротора. Объясняется это
сильным действием моментов высших пространственных гармоник магнитного
поля и зубцовых реактивных моментов благодаря особенностям конструкции
ротора.
В табл. 2.1 приведены ориентировочные показатели нестабильности скорости
ротора различных типов синхронных микродвигателей в диапазоне мощностей
от единиц до нескольких десятков ватт [19].
Таблица 2.1
Тип синхронного микродвигателя Нестабиль- ность N •10—8 Амплитуда у, , мин Irqax
С постоянными магнитами и короткозамкнутой обмоткой . . 0,2—0,8 3,5—30
Гистерезисные 1,8—6 6—23
Реактивные с короткозамкнутой обмоткой .... 6—12 8—18
§ 2.11. СИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ НЕПРЕРЫВНОГО ВРАЩЕНИЯ
С ПОНИЖЕННОЙ СКОРОСТЬЮ ВРАЩЕНИЯ РОТОРА
Существует проблема получения низких скоростей вращения
ротора у синхронных микродвигателей стандартной частоты без
применения промежуточных механических редукторов. Синхронные
микродвигатели классического типа, рассмотренные в § 2.9, при
стандартной частоте напряжения питания 50, 400 и 1000 Гц разви-
вают скорость вращения ротора порядка 1 тыс об/мин и более.
В автоматических системах и приборах скорость вращения часто
требуется только в несколько единиц или десятков оборотов
в минуту. Применение для снижения скорости механических редук-
торов со столь значительным передаточным отношением усложняет
систему микропривода, снижает общую надежность, повышает уро-
вень звуковых шумов, габариты и вес. Кроме того, при работе
в ряде устройств, например в условиях вакуума или высоких тем-
ператур, надежность микродвигателей, имеющих быстровращающиеся
подшипники, резко падает.
В синхронных микродвигателях, рассматриваемых в настоящем
параграфе, скорость вращения ротора не равна, а меньше скорости
вращения поля статора в определенное число раз. При этом соотно-
шение скоростей в синхронном режиме не зависит от внешних фак-
торов (момента нагрузки, напряжения и т. д.). Такое редуцирование
скорости достигается либо за счет внутренних возможностей синхрон-
ИЫХ машин (редукторные двигатели, двигатели с катящимся ротором),
либо в результате выполнения синхронного микродвигателя в виде
гармонической комбинации электрической машины и редуктора (вол-
новые двигатели).
Синхронные микродвигатели с пониженной скоростью вращения
ротора по системе возбуждения бывают в основном двух типов:
а) индукторные — с подмагничиванием ротора со стороны ста-
тора постоянным магнитным потоком;
б) реактивные %- с невозбужденным ротором.
Редукторные микродвигатели
В синхронных редукторных микродвигателях осуществляется
электромагнитное редуцирование скорости вращения ротора по отно-
шению к скорости вращения первой гармоники поля статора. Это
достигается путем использования в качестве рабочих не первой, а
магнитного поля, которые
усиливаются
за счет определенной конфигура-
ции поверхностей статора и рото-
ра. Как известно, число полюсов
поля высшей пространственной
гармоники пропорционально, а
скорость вращения обратно про-
порциональна ее порядку. Маши-
ны такого типа называют редук-
торными.
Особенность конструкции и
принципа действия синхронных
редукторных микродвигателей на-
иболее удобно рассмотреть на
примере машины реактивного ти-
па (рис. 2.63).
Статор и ротор набирают из
листов электротехнической стали.
Статор С выполняется в виде
кольца и имеет полукруглые пазы
высших, зубцовых гармоник
Фс Л
Рис. 2.63. Схема конструкции синхрон-
ного реактивного редукторного мик-
родвигателя
на внутренней поверхности; ротор Р — в виде диска и имеет такие же
пазы на внешней поверхности. Числа зубцов статора Zc и ротора Zp
различны; причем обычно ZP>ZC. На статоре укладывается обмотка,
предназначенная для питания от трехфазной или однофазной сети и
создающая вращающееся магнитное поле Фс.
Природа возникновения вращающего момента в реактивных
двигателях известна (см. § 2.9). Если в данный момент времени
поток Фс занимает положение Л, то реактивный вращающий момент
заставит повернуться ротор в положение наибольшей магнитной
проводимости, т. е. против статорных зубцов 1 и 4 будут нахо-
диться роторные зубцы Г и 5'. При перемещении потока Фс в
положение Б, т. е. па угол 360°/Zc, ротор под действием реактив-
ного момента повернется на такой угол, чтобы магнитная проводи-
мость снова стала наи ольшей. Это наступит тогда, когда против
зубцов статора 2 и 5 встанут зубцы ротора 2' и 6', т. е. ротор
повернется на угол
360'1 360°
2С Zp
Следовательно, угловая скорость вращения ротора ш2 меньше
360°
угловой скорости поля статора (Oj в-— раз.
360° 360° zp — zo
ZD Zp
Это значит, что
ю2=-7р~-—(2.72)
zp
где
го1=2л —;
Рс
/ — частота напряжения сети; рс —число пар полюсов обмотки
статора.
Для нашего случая (рис. 2.63)
Если выбрать Zp=100 и Zc=98, то
Следует иметь в виду,, что число зубцов, которое можно разме-
стить на окружности определенного диаметра, ограничено мини-
мальной по технологическим соображениям толщиной зубца.
Из уравнения (2.72) видно, что чем меньше разность чисел
вубцов Zp — Zfc, тем меньше при данном Zp скорость вращения
ротора. Наибольшее редуцирование скорости Происходит при
Zp — Zc=l, но в этом случае точно против друг друга могут нахо-
диться только по одному зубцу статора и ротора, что приводит
к уменьшению магнитной проводимости зазора и ухудшению исполь-
зования двигателя. Поэтому для получения возможно меньшего
магнитного сопротивления разность Zp — Zc выбирают обязательно
четной и равной 2pck, где k=l, 2, 3, ... .
Реактивные редукторные микродвигатели, являясь простыми
по конструкции, имеют в то же время недостатки, характерные
для всех синхронных реактивных микродвигателей по сравнению
с активными — малый' вращающий момент, низкие энергетические
и весовые показатели. Эти показатели существенно выше у редук-
торного микродвигателя индукторного типа (рис. 2.64), у которого
конструкция статора и ротора в основном такая же, как у реак-
тивного редукторного микродвигателя. Однако в торце двигателя
на статоре расположен кольцевой постоянный магнит с осевой
намагниченностью. Постоянный магнитный поток подмагничивания Фп
по ротору замыкается в осевом направлении, а в воздушном зазоре
между статором и ротором — в радиальном. Этот поток унипо-
лярный, т. е. имеет одно направление по всей окружности ротора,
но величина индукции Вп в различных точках зазора разная
и зависит от магнитного сопротивления. На рис. 2.65 показано,
как влияет на величину индукции зубчатость хотя бы одной из
Рис. 2.64. Схема конструкции синхронного редукторного мик-
родвигателя индукторного типа
Рис. 2.65. Влияние зуб-
чатости поверхности ста-
тора или ротора на вели-
чину индукции
поверхностей (статора или ротора). В результате появляются высшие
гармоники поля ротора, которые во взаимодействии с высшими
гармониками вращающегося поля статора
Фс создают вращающий момент при по-
ниженной (относительно ojJ скорости
ротора [19].
Синхронные редукторные двигатели
индукторного типа имеют хорошие рабо-
чие характеристики при четной и нечет-
ной разности чисел зубцов статора и ро-
тора, т. е. можно выбирать Zp — Zc=pck,
где fe = l, 2, 3,_ . Это означает, что
при одинаковом с реактивными числе зуб-
цов и соответственно диаметре ротора
они могут обеспечить вдвое больший
коэффициент редуцирования скорости. К, п. д. таких микродвига-
телей ниже, чем у синхронных двигателей без редуцирования ско-
рости, что естественно при работе не на основной, а на 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 многополюсными за счет работы на высших пространствен-
ных гармониках. При скорости вращения ротора ЮО-т-200 об/мин
она составляет 1-г-5 угл. минут. Однако сильный состав высших
гармоник приводит одновременно к тому, что раскачивание ротора
происходит с высокой частотой. Уменьшается отношение
периода качаний к времени одного оборота, что приводит к повы-
шению неста ильности мгновенной скорости вращения ротора
(формула 2.72 § 2.10). У реактивных редукторных микродвигателей
нестабильность достигает 2У = (40н-80)-10"3.
Микродвигатели с катящимся ротором
В синхронных микродвигателях с катящимся ротором редуци-
рование скорости вращения ротора по отношению к скорости
магнитного поля объясняется тем, что ротор располагается эксцент-
рически в расточке статора и имеет возможность катиться вдоль
окружности статора. Основной электромагнитный вращающий момент
создается за счет сил одностороннего магнитного притяжения ротора
к статору несимметричным вращающимся магнитным полем.
Рис. 2.66. Схема конструкции синхронного микродвигателя с катя-
щимся ротором индукторного типа
/
Конструкция реальных микродвигателей с катящимся ротором
в значительной мере определяется методом получения несимметрич-
ного вращающегося поля, устройством поверхностей обкатывания
и механизма передачи несоосного вращения ротора.
На рис. 2.66 изображена схема конструкции микродвигателя
с катящимся ротором индукторного типа [25]. В корпусе 1 закреп-
лены сердечник статора 2, постоянные магниты 4 и направляющие
статора 5. Статор не отличается по конструкции от статора клас-
сической синхронной машины и его обмотки 3 предназначены для
создания симметричного вращающегося потока Фс. Постоянные
магниты имеют радиальную намагниченность и создают униполяр-
ный поток. подмагничивания Фп. Иногда для этой цели используют
обмотку с постоянным током. Направляющие статора имеют гладкую
или зубчатую поверхность.
Ротор двигателя монтируют на полой втулке 7, которая одновре-
менно служит магнитопроводом для потока подмагничивания.
Основной сердечник 5 ротора собирается из листовой электротехни-
ческой стали и не имеет обмоток. Кольцевые сердечники (тороиды) б,
набранные из листовой электротехнической стали, уменьшают маг-
нитное сопротивление на пути потока подмагничивания. Катки 8
ротора имеют гладкую или зубчатую поверхность. Их наружный
ь воздушном зазоре между
наложение униполярного потока
Рис. 2 67. Распределение индукции
вдоль окружности воздушного зазора
для поля статора 2?6с> подмагничива-
ния Въп и результирующего
диаметрнесколькобольшедиаметраротора,чтопредохраняет
поверхности ротора и статора от непосредственного соприкоснове-
ния и износа. Внутри полой втулки размещают кинематический
механизм передачи несоосного вращения ротора типа Сешерона,
Альстома или Кардана.
Когда катки опираются на направляющие, оси статора 0v и
ротора 02 не совпадают, т. е. имеет место эксцентриситет.
статором и .ротором происходит
подмагничивания Фп на вращаю-
щийся поток Фс, распределенный
вдоль окружности по закону,
близкому к синусоидальному
(рис. 2.67). Результирующее вра-
щающееся поле в зазоре Фе ста-
новится несимметричным.
Электромагнитную силу при-
тяжения, действующую на элемент
поверхности ротора, определяют
соотношением Максвелла
(2-73)
2ц0
где Вп — нормальная к поверх-
ности ротора «составляющая век-
тора магнитной индукции; —
магнитная проницаемость воздушного зазора.
Следовательно, результирующая сила магнитного притяжения
ротора к статору направлена вдоль максимума волны индук-
Рис. 2.68. Принцип действия синхронного
, щимся ротором
микродвигателя с катя-
ции Bf, (рис. 2.67), т. е. по оси результирующего вращающего
поля Фв.
Принцип действия синхронного микродвигателя с катящимся
ротором можно рассмотреть на модели, изображенной на рис. 2.68.
В расточке статора, имеющей диаметр Dt, эксцентрически располо-
укен ферромагнитный ротор с наружным диаметром D2. ри каче-
ственном анализе на модели принимаем, что оси м.д. с. статора Fc,
потока статора Фс и результирующего потока Ф6- совпадают. Коор-
динатную ось, проходящую через центр статора и точку мини-
мального зазора, считаем продольной d, а перпендикулярную
ей — поперечной q.
В исходном положении (рис, 2.68, а) ось потока Ф6 проходит
через точку А соприкосновения статора и ротора. Сила F3M притя-
жения ротора к статору направлена по оси d, составляющая по
оси q равна нулю и ротор находится в положении устойчивого
равновесия.
При смещении потока Фе (рис. 2.68, б) относительно точки
соприкосновения А появляется составляющая силы притяжения
по оси q. Сила Fq создает относительно точки А, как относительно
мгновенного центра вращения, электромагнитный вращающий
момент
Мэ2=0,'5/717£>2. (2.74)
Под действием момента МЭ2 ротор перекатывается по поверх-
ности статора до тех пор, пока точка соприкосновения ротора
и статора не переместится в Л' и центр ротора 02 не окажется на
оси потока Ф6 .
Если поле совершит полный оборот ах=2л (рис. 2.68, в), то за
счет разности окружностей катания статора и ротора (nDx — jtDJ
в исходную точку Лс на поверхности статора придет точка ротора,
смещенная по полю относительно исходной Ар на величину этой
разности. Значит, ротор повернется вокруг своего.центра ба против
направления вращения поля на угол
аа=2л P1 ~ —ах Р1~-Рг. (2.75)
1 d2 1 d2 v ’
При непрерывном вращении поля с синхронной скоростью ых в
двигателе синхронно с полем в сторону поля вращаются точка
соприкосновения ротора со статором и центр ротора 02 относительно
центра статора 0v Ротор, как следует из (2.75), вращается вокруг
своей оси 02 против поля со скоростью
(2.76)
которая является выходной скоростью двигателя. Если диаметры
статора и ротора выбраны близкими по величине, то
Р1~—И ®2«>х,
©2
т. е. в двигателе осуществляется значительное редуцирование ско-
рости. У современных микродвигателей коэффициент редуцирования
достигает 1500.
Как указывалось, в реальном двигателе происходит обкатывание
не ротора по статору, а катков ротора по направляющим статора.
Поэтому выражение (2.76) принимает вид
(2.77)
где Dn и DK — диаметры окружностей катания направляющих
и катков.
Для определения вращающего момента на выходном валу двига-
теля необходимо из (2.74) найти
( ZA (2.78)
о
где fq— проекция силы f3M (2.73) на ось q\ ds — элемент активной
поверхности ротора.
В общем виде для рассматриваемой конструкции двигателя
формула вращающего момента может быть записана следующим
образом:
M32=ke ФПФС sin у, (2.79)
где. kE — коэффициент, зависящий от конструктивных параметров
и величины эксцентриситета; при отсутствии эксцентриситета
=0; у — угол между осью потока Фс и продольной осью ротора d.
Как видно, момент 7Иэ2=0 при отсутствии потока подмагни-
чивания Фп (вращающееся поле симметричное) или эксцентриситета
ротора и статора.
У синхронных микродвигателей с катящимся ротором другой
конструкции электромагнитный момент может иметь кроме актив-
ной (2.79) реактивную составляющую, изменяющуюся по закону
sin 2у.
Как у всех синхронных микродвигателей, при увеличении
момента сопротивления Л4СТ ротор продолжает вращаться с прежней
скоростью, но точка соприкосновения отстает от оси поля на боль-
ший угол. Если момент /Ист превысит максимум ТИэ2, то ротор
выходит из синхронизма.
Однако у микродвигателей с катящимся ротором, имеющих
гладкие катки и направляющие, возможен еще один случай выхода
из синхронизма. Соотношение скоростей (2.77) справедливо при
качении без проскальзывания. Если поверхности направляющих и
катков зубчатые, то проскальзывание невозможно. При гладкой
поверхности проскальзывание отсутствует, если
(2.80)
где Етс — сила трения скольжения в точке соприкосновения
(рис. 2.68, б).
Значит, если момент сопротивления Л1СГ достигает такой вели-
чины, что для создания вращающего момента /Иэ2=/Ист требуется
сила Fq, большая чем Етс> т. е. нарушается условие (2.80), то
начинается проскальзывание катков по направляющим и двигатель
переходит в асинхронный режим:
Мик родвигателис катящимся ротором имеют хорошие динами-
ческие характеристики: при частоте /=50 Гц время пуска состав-
ляет порядка 0,01 с, реверса — (0,015-?-0,025) с, так как электро-
механическая постоянная времени двигателя, пропорциональная
моменту инерции вращающихся частей и их скорости, весьма мала.
Объясняется это тем, что ротор вращается относительно своего
центра с очень малой скоростью ю.2. Центр ротора вращается
вокруг центра статора с большой скоростью ю19 но при малом
эксцентриситете радиус вращения и соответственно момент инерции
незначительный.
При остановке двигателя выключением переменного напряжения
статора происходит самоторможение ротора за счет большой силы
притяжения к статору, создаваемой полем подмагничивания в точ-
ке соприкосновения.
Наряду с преимуществами следует отметить некоторые недостат-
ки микродвигателей с катящимся ротором. Конструкция двигателя
вообще и механизма передачи вращения в частности довольно слож-
ная, что связано со специфическим несоосным вращением ротора.
Центробежные силы, возникающие за счет вращения центра ротора
относительно центра статора, вызывают вибрации, шумы и неравно-
мерность мгновенной скорости вращения ротора.
Волновые микродвигатели
Синхронные волновые микродвигатели представляют собой кон-
структивное объединение электрической машины и волновой зубча-
той передачи. Особенность конструкции таких двигателей заключает-
ся в том, что они имеют гибкий, ' деформирующийся в радиальном
направлении ротор, непосредственно на поверхность которого кре-
пится гибкий зубчатый венец волновой передачи.
Электромашинная часть волнового двигателя создает вращающий
момент' и является электромагнитным генератором механических волн
деформации для волновой передачи.
Конструкцию и принцип действия синхронного волнового дви-
гателя рассмотрим на примере машины реактивного типа [25L
На рис. 2.69 изображена схема конструкции синхронного волно-
вого реактивного двигателя с радиально-осевым замыканием магнит-
ного потока. В корпусе 1 укреплены П-образные ферромагнитные
сердечники 2 статора. На сердечниках расположены сосредоточенные
катушки 3, образующие двух- или трехфазную обмотку переменного
тока, предназначенную для создания в воздушном зазоре вращающе-
гося магнитного поля. Жесткий зубчатый венец 8 волновой передачи
закреплен на внутренней поверхности статора. Ротор 4 представляет
собой гибкий тонкостенный стакан, выполненный из металла или пласт-
массы и укрепленный на выходном валу 9. На внешней поверхности
ротора крепится гибкий зубчатый венец 7 волновой передачи. Внут-
ренний магнитопровод состоит из отдельных ферромагнитных секто-
ров 5, которые могут перемещаться в радиальном направлении и дефор-
мировать ротор. К внутренней поверхности ротора они прижимают-
ся центрирующими эластичными кольцами 6.
При подаче переменного напряжения на обмотки статора в воз-
душном зазоре создается вращающееся со скоростью <о1=2л-£-
р
магнитное поле Фс. Первая гармоника индукции этого поля при
Рис. 2.69. Схема конструкции синхронного волнового микродвига-
теля реактивного типа с радиально-осевым замыканием магнитно-
го потока
числе пар полюсов1 обмотки р— 1 изображена на рис. 2.70, а. В поле
на секторы внутреннего магнитопровода действуют силы электро-
магнитного притяжения к статору. Эпюра сил электромагнитного
притяжения /эм, построенная с учетом (2.79), также изображена на
рис. 2.70, а. Секторы смещаются в радиальном направлении, дефор-
а) У 6.)
Рис. 2.70. Распределение индукции и сил притяжения вдоль окружности ротора
волнового двигателя
мируя ротор и находящийся на нем ги кии венец волновой пере-
дачи (рис. 2.71). Зубцы гибкого венца входят в зацепление с зуб-
цами жесткого венца, расположенного на статоре. Число волн п
механической деформации ротора в двигателях реактивного типа
равно числу полюсов (о=2р).
Волны механической деформации ротора вращаются синхронно
с полем со скоростью и гибкий венец катится по поверхности
жесткого. В волновой передаче происходит редуцирование скорости
и гибкий венец вместе с ротором мед-
ленно вращается относительно своей
оси в сторону, противоположную полю,
с постоянной скоростью
®2 = ®1Лв,
7
где 1В=——г--------коэффициент редук-
ции волновой ' передачи; Zx и Zr —
число зубцов соответственно жесткого
и гибкого венцов, причем 7Ж>7Г.
При деформации ротора (рис. 2.71)
в двигателе возникает неравенство воз-
душных зазоров по продольной d и
поперечной q осям, а значит, и нера-
венство магнитных (R,,.d=hRt.(i} и индук-
тивных (Xd=#X9) сопротивлений по' этим
осям. Как известно (см. § 2.9), при этих
реактивный вращающий момент. Без учета активного сопротивления
обмотки статора уравнение реактивного момента
Рис. 2.71. Деформация рото-
ра волнового двигателя
(2.81)
условиях в машине создается
Мр=Л4р max sin 20и, (2.82)
где 6„ — угол между осью пространственной волны напряжения
статора и поперечной осью q деформированного ротора, соответст-
вует выражению (2.67а).
Величина угла 6И, как у всех синхронных машин, зависит от
момента сопротивления.
Выражение реактивного момента с учетом активного сопротив-
ления обмотки статора совпадает с (2.676).
Максимальное значение реактивного момента 7Иртах, как следует
из (2.67а), пропорционально разности индуктивных сопротивлений Ха
и Xfj. В волновом двигателе эта разность зависит от степени дефор-
мации ротора j
Xd-X=f(al^ . (2.83)
где а — максимальное значение радиальной деформации; 6 — средний
воздушный зазор.
В волновой передаче происходит редуцирование момента (повы-
шение) и момент на валу двигателя
Л1а=Л4р1вт)в, ' (2.84)
где т]в — к. п. д. волновой передачи и подшипников.
Волновой микродвигатель индукторного типа можно выполнить по
той же конструктивной схеме, что и реактивный (рис. 2.69), разместив
на сердечниках 2 дополнительные обмотки постоянного тока, которые
будут создавать униполярный поток подмагничивания. Волновые двига-
тели индукторного типа развивают больший, чем реактивные, момент
за счет взаимодействия вращающегося поля и поля подмагничивания,
имеют лучшие энергетические показатели. У них, в отличие от реак-
Рис. 2.72. Схема конструкции син-
хронного волнового микродвигателя
реактивного типа с радиальным замы-
канием магнитного потока
тивных, число волн деформации
равно числу пар полюсов (и=р).
Это наглядно подтверждают
графики индукции и сил при-
тяжения на рис. 2.70, б, в. По-
этому, чтобы сохранить динами-
ческую уравновешенность рото-
ра, необходимо выполнять вол-
новые двигатели индукторного
типа с р^>2.
На рис. 2.72 показана схема
конструкции синхронного вол-
нового реактивного микродвига-
теля с радиальным замыканием
магнитного потока. Статор имеет
классическую для машин пере-
менного тока конструкцию: ших-
тованный цилиндрический сер-
дечник 1 с многофазной обмот-
кой 2, создающей вращающееся
магнитное поле Фс. Жесткий
зубчатый венец 3 укреплен на
поверхности статора. Гибкий зубчатый венец 4 находится на поверх-
ности гибкого деформирующегося ротора 5. Внутренний магнитопровод
6 представляет собой упругое гибкое кольцо, навитое из ленты
пермаллоя. Он служит для замыкания магнитного потока вдоль
окружности ротора и деформации ротора под действием сил притя-
жения к статору.
Волновые двигатели имеют хорошие динамические характеристики.
Время пуска микродвигателей с номинальной частотой /=50 Гц
достигает Зч-4 мс. Ротор имеет довольно малый момент инерции,
вращается с низкой скоростью и быстродействие двигателя зависит
в основном не от кинетической энергии вращения ротора, а от
величины кинетической энергии перемещающихся в радиальном на-
правлении масс деформирующегося ротора. Это значит, что время пуска
определяется практически временем деформации ротора до зацеп-
ления венцов волновой передачи. При отключении напряжения
питания волна деформацйи исчезает так же быстро и ротор останав-
ливается практически без выбега. В волновых двигателях при числе
волн деформаций п>2 вращающиеся массы динамически уравнове-
шены, что обеспечивает более низкий уровень вибрации, чем у двига-
телей с катящимся ротором.
Недостатком волновых микродвигателей является сложность кон-
струкции и технологии изготовления, связанная в основном с тре-
бованием обеспечения необходимой эластичности ротора. Энергети-
ческие и весовые показатели волновых двигателей невысоки, осо-
бенно у двигателей реактивного типа, вследствие больших немагнит-
ных зазоров на пути магнитного потока и особенностей конструкции
внешнего и внутреннего магнитопроводов.
* *
*
Существенное преимущество всех рассмотренных микродвигате-
лей заключается в отсутствии быстровращающихся частей и подшип-
ников, что значительно повышает их надежность. Например, гаран-
тируемый срок службы синхронных редукторных микродвигателей
(серия ДСР) в три-четыре раза больше, чем у синхронных микродви-
гателей с механическими редукторами, обеспечивающих одинаковую
скорость вращения выходного вала (серия ДСД).
К. п. д. и вес на единицу развиваемой мощности у рассмотренных
микродвигателей сильно зависят от реализуемого коэффициента ре-
дуцирования скорости: чем больше коэффициент редуцирования,
тем хуже эти показатели. Например, у серии синхронных микродви-
гателей с катящимся ротором при одних габаритах и частоте /=50 Гц
(скорость поля 3000 об/мин) с изменением номинальной скорости ро-
тора 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 микродвигатели
индукторного типа мощностью порядка 1 Вт при частоте /=50 Гц
и коэффициенте редукции 10-т-ЗО имеют к. п. д. 5-4-8%.
Коэффициент мощности cos<p у индукторных микродвигателей
достигает 0,7-4-0,85 (при конденсаторной схеме включения до 0,95).
Низкая скорость вращения, большой вращающий момент и вы-
сокие 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 электромеханических
манипуляторах систем дистанционного управления (вакуумные,
радиационные установки и т. п.).
§ 2.12. СИНХРОННЫЕ ШАГОВЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
В связи с развитием цифровой вычислительной техники разраба-
тывают и совершенствуют исполнительные элементы дискретного
действия и в частности специальные электрические микромашины —
шаговые микродвигатели [31].
Шаговыми называют синхронные микродвигатели, преобразую-
щие команду, заданную в виде импульсов, в фиксированный угол
поворота вала или фиксированное перемещение без датчиков обрат-
ной связи.
В качестве шаговых используют микродвигатели, имеющиё не
менее двух устойчивых угловых положений ротора в пределах
оборота.
Шаговые микродвигатели (ШД) работают в комплекте е электрон-
ными коммутаторами. Роль коммутатора состоит в переключении об-
моток управления ШД с последовательностью и частотой, соответ-
ствующими заданной команде.
В общем случае шаговый микродвигатель совместно с коммута-
тором можно рассматривать как систему частотного регулирования
скорости синхронного двигателя, отличающуюся дискретным пита-
нием обмоток прямоугольными импульсами напряжения и возмож-
ностью фиксации углового положения ротора. При этом результи-
рующий угол поворота ротора ШД строго соответствует числу пере-
ключений обмоток, управления, направление поворота — порядку
переключений, а скорость вращения — частоте переключения.
Шаговые микродвигатели в соответствии с общей классификацией
синхронных машин можно подразделить на три основные конструк-
тивные группы: с постоянными магнитами (активного типа),
реактивные и индукторные.
Шаговые микродвигатели могут иметь различное число фаз, но
наибольшее распространение получили двух-, трех- и четырехфазные
ШД. Фазовая обмотка статора либо целиком является обмоткой управ-
ления, либо ее расщепляют на две (выводом средней точки), магнит-
ные оси которых сдвинуты в пространстве на 180ч.
Напряжение питания обмотки управления шагового двигателя
представляет собой последовательность однополярных или разнопо-
лярных прямоугольных импульсов, поступающих от коммутатора.
Микродвигатели активного типа
Статор шаговых микродвигателей в отличие от синхронных
микродвигателей непрерывного вращения имеет явно выраженные
полюса, на которых располагают об-
мотки управления. Число пар полюсов
каждой из обмоток управления р равно
числу пар полюсов ротора.
Наибольшее распространение полу-
чили ШД активного типа' с магнито-
электрическим возбуждением ротора,
который выполняют в виде «звездочки»
постоянных магнитов литой или состав-
Рис. 2.73 Конструкции рото- Hoft конструкции (рис. 2.73).
РТ ШДяак”° типа: Принцип действия такого ШД рас-
а — литая; о — составная r «
смотрим на примере двухфазной двух-
полюсной конструкции (рис. 2.74). Будем считать, что направ-
ления м. д. с. и потоков как в статоре, так и в роторе совпадают.
Каждому управляющему импульсу, поданному на вход коммутатора,
соответствует скачкообразное изменение величины или полярности
напряжений, прикладываемых к обмоткам управления А и В. Созда-
ваемый обмотками управления магнитный поток Фс перемещается по
окружности статора на фиксированный угол. Возникает синхронизи-
рующий момент, стремящийся повернуть ротор в положение макси-
мального потокосцепления с возбужденными обмотками. Ротор делает
шаг, т. е. поворачивается на фиксированный угол, величина которого
равна шагу вектора потока статора (положения а, б, в на рис. 2.74).
Рис. 2.74. Принцип действия шагового двигателя
Показанная на рис. 2.74 раздельно-совместная последовательность
включения обмоток управления относится к несимметричной системе
коммутации, так как нечетным и четным тактам соответствует
возбуждение различного числа обмоток и различная величина результи-
рующего потока статора.
Систему коммутации называют симметричной, если на всех тактах
возбуждается одинаковое число обмоток управления (раздельно,
д) Коммутатор
Рис. 2.75. Схемы коммутации шагового двигателя
Сигнал питание
парами, по три и т. д.). Из рис. 2.74 видно, что при симметричной
коммутации шаг увеличивается вдвое, а величина результирующего
потока статора на всех тактах одинакова.
В общем случае число шагов результирующего потока статора и
шагов ротора в пределах 360° эл. прямо пропорционально числу обмо-
ток управления ту и зависит от схемы коммутации.
На рис. 2.75 изображены схемы обмоток управления, временная
диаграмма импульсов напряжения на обмотках и пространственная
диаграмма положений результирующего потока статора Фс для:
а) симметричной разнополярной схемы коммутации ШД с двухфаз-
ной нерасщепленной обмоткой статора (ту=2);
б) симметричной однополярной схемы коммутации ШД с двухфаз-
ной расщепленной обмоткой статора (ту=4).
Сравнение этих двух случаев показывает, что применение разно-
полярной коммутации в двигателях с нерасщепленными фазовыми об-
мотками статора сказывается на величине шага равносильно расщеп-
лению фазовых обмоток, т. е. удвоению числа обмоток управления при
однополярной коммутации (табл. 2.2).
Количество состояний коммутатора, обеспечивающих новое угло-
вое положение результирующего магнитного потока статора в преде-
лах 360° эл., назовем числом тактов kT схемы управления. Согласно
изложенному^ число тактов схемы управления
йт=тун1п2, (2.85)
где п1 — коэффициент, равный 1 при симметричной и 2 при несим-
метричной коммутации; п2 — коэффициент, равный 1 при однополяр-
ной и 2 при разнополярной коммутации.
Применение разнополярной коммутации в двигателях с расщеп-
ленными фазовыми обмотками статора смысла не имеет.
В большинстве схем управления вектор Фс занимает все kT воз-
можных положений за один оборот (в электрических градусах). При
этом величина шага ротора ШД (в электрических градусах)
360°
Ушэ=Д—• (2-86)
Реальные шаговые микродвигатели являются многополюсными
(р> 1) и механический шаг, т. е. угол поворота ротора за один такт
коммутации,
_Тшэ_360°
Yuj ~ ,
р ктр
Увеличение числа пар полюсов при неизменном диаметре ротора
ограничено технологическими возможностями и увеличением потоков
рассеяния между полюсами, обычно р=4-ь6. Увеличение числа об-
моток управления связано с усложнением коммутатора, обычно
ту=2-ь4. Поэтому у активных ШД величина уш порядка десятка
градусов.
(2.87)
Реактивные и индукторные микродвигатели
В конструкции реактивных и индукторных шаговых микродви-
гателей с целью уменьшения величины шага используют принцип
электромагнитного редуцирования скорости, изложенный в § 2.11.
Рассмотрим особенности конструкции и принцип действия трех-
фазного реактивного редукторного ШД (рис. 2.76). Статор и ротор
набирают из листовой электротехнической стали. Поверхность ротора
Число обмо- ток управле- ния ту 2 3 4
Положения вектора потока статора в пре- делах 360° эл. при однополяр- ной коммутации + + 2 +1 +2 4 Ч ‘ *4. 3
Число обмо- ток управле- ния ту 1 —• 2
Положения вектора потока статора в пре- делах 360° эл. при разнопо- лярной комму- тации +1 J + id 1 ¥ --1 -2
Число тактов коммутации Лт 2 3 4
Таблица 2.2
и полюсных выступов статора зубчатая. Зубцовые деления ро-
тора и статора равны. Зубцы ротора соосны с зубцами одной диа-
метрально расположенной пары полюсных выступов статора и сме-
щены на 7з зубцового деления соответственно по часовой стрелке
и против относительно зубцов двух других пар полюсных выступов.
При поочередном однополярном питании обмоток .управления про-
исходит поворот магнитного потока статора на 120° и синхронизи-
рующий реактивный момент поворачивает ротор на 1/3 зубцового
деления в положение минималь-
ного магнитного сопротивления
относительно возбужденной па-
ры полюсов. При большом
числе зубцов ротора Zp его
угол поворота значительно
меньше угла поворота поля
статора.
В общем случае указанное
смещение осей зубцов ротора
и статора производится на угол
360°/myZp. За полный цикл
коммутации ротор поворачива-
ется на одно зубцовое деление
360°/Zp и величина шага опре-
деляется по формуле
360° /Q OQ.
м зн zk 1Н зк гн
Рис. 2.76. Схема конструкции реак-
тивного редукторного ШД
Следует иметь в виду, что в реактивном микродвигателе изме-
нение направления поля на 180° эл. не влияет на состояние ротора
и при вычислении шага в выражении (2.85) для необходимо брать
п2=1 и при однополярной и при разнополярной коммутации.
В реактивном ШД полный период изменения магнитного сопро-
тивления и магнитного поля в воздушном зазоре соответствует по-
вороту ротора относительно статора на одно зубцовое деление. Это
значит, что зубец и паз ротора эквивалентны паре полюсов и за-
нимают 360° эл., т. е.’ Zp—p и шаг в электрических градусах
можно определять по (2.86).
Сравнение выражений (2.87) и (2.88) показывает, что при одина-
ковом числе полюсных выступов на роторе величина шага реактив-
ного ШД в два раза меньше, чем активного. Кроме того, при оди-
наковом диаметре ротора в соответствии с технологическими особен-
ностями у реактивного ШД можно выполнить значительно больше
зубцов, чем полюсов постоянных магнитов у ШД активного типа.
Поэтому у реактивных ШД величина шага достигает нескольких
градусов или долей градуса.
Индукторные ШД отличаются от рассмотренных реактивных тем,
что у них применяется подмагничивание ротора постоянным Магнит-
ки потоком со стороны статора, как у синхронных редукторных
микродвигателей индукторного типа. При этом несколько увеличи-
вается синхронизирующий момент, улучшаются энергетические и ди-
намические характеристики.
* *
*
Кроме рассмотренных основных конструкций шаговых микродви-
гателей, в целях уменьшения величины шага и повышения динами-
ческих показателей в качестве шаговых начинают использовать
синхронные волновые ШД, ШД с катящимся ротором, с дисковым
ротором и печатной обмоткой. Имеются линейные 11Щ, преобразую-
щие импульсную команду непосредственно в линейное перемещение.
Режимы работы и характеристики шаговых
микродвигателей
Работу ШД считают устойчивой, если он работает без потерь
шага, т. е. ротор занимает устойчивое положение, соответствующее
положению вектора результирующей м. д. с. статора, при каждом
шаге вектора м. д. с.
Режимы работы ШД различают в основном в зависимости от
частоты управляющих импульсов f.
Статический режим (/=0) соответствует протеканию постоянно-
го тока по обмоткам управления, создающим неподвижное магнит-
ное поле. Основной характеристикой этого режима является зави-
симость статического синхронизирующего момента Мс от угла рас-
согласования уэ (в электрических градусах) между продольной осью
ротора и м. д. с. статора (рис. 2.77, сплошная линия). Продольная
ось ротора совпадает с направлением потока ротора в ШД актив-
ного типа и с направлением наименьшего магнитного сопротивления
в реактивных и индукторных ШД. Как известно из теории
синхронных микродвигателей (§2.9), зависимость Mc—f(ya) периоди-
ческая. Основная гармоника синхронизирующего момента
МС=МС гаах sin уэ=Мс max sin (01э — 02э), (2.89)
где Л1стах — максимальный синхронизирующий момент; 01э, 02э —
углы поворота м. д. с. статора и оси ротора в электрических гра-
дусах.
Зоной статической устойчивости усу является окрестность точки
устойчивого равновесия на угловой характеристике, из любой точки
которой после снятия возмущающего воздействия ротор возвраща-
ется в исходную точку устойчивого равновесия. При статическом
моменте сопротивления /Исг=0 точка устойчивого равновесия — О,
точки неустойчивого равновесия — А и В, т. е. зона статической
устойчивости АОВ симметрична
Усу=(—л)ч-(+л).
В случае наличия момента нагрузки /Ист =/= 0 зона статической
устойчивости становится несимметричной, например /IjOjBj при
М€Т1 >0.
Предельный момент сопротивления Л1П, при котором возможен
пуск ШД, т. е. отработка шага в заданном направлении, определя-
ется точкой пересечения С исходной угловой характеристики с ха-
рактеристикой, сдвинутой на шаг (пунктирная линия на рис. 2.77):
Mn=44cniaXcosf- (^>2). (2.90)
/2-J.
Если ТИст=Л1ст2 > Мп, то ротор (точка 0^ при шаге поля стато-
ра окажется вне новой зоны статической устойчивости А^О^В^ и
пуска не произойдет. Условие отработки шага из состояния покоя
имеет вид
Туст > Унеуст 3" Утэ> (2.91)
где ууст и увеуст — координаты точек устойчивого и неустойчивого
равновесия исходной угловой характеристики.
Как видно из (2.90), при feT=2 момент /Ип=0. Следовательно,
минимально необходимое (при /Ист=0) по условию пуска число так-
тов коммутации. feT>2, т. е. ШД активного типа, у которого воз-
можна разнополярная коммутация, должен иметь не менее двух
обмоток управления, а реактивные и индукторные ШД — не менее
трех. Это следует из принципа действия ШД как синхронной ма-
шины, у которой при уэ=180° и 360° момент /Ис=0.
Возможно выполнение однофазных шаговых двигателей с &т=2.
При этом у реактивного ШД статор и ротор выполняют с несим-
метричными зубцами (рис. 2.78, а). Угловая- характеристика такого
шагового микродвигателя имеет полуволны, различны^ по форме
(рис. 2.78, б), что обусловлено законом изменения магнитного сопро-
тивления вдоль окружности воздушного зазора двигателя. Как вид-
но, теперь Мя =f= 0 при ушэ=+л.
Статическая ошибка ШД, т. е. разность углов поворота ротора
и м. д. с. статора в статическом режиме (координата точки 0г на
рис. 2.77), зависит от величины и знака статического момента со-
противления и крутизны начального участка угловой характерис-
тики, т. е. удельного момента.
Режим отработки единичных шагов соответствует частоте управ-
ляющих импульсов, при которой переходный процесс, чаще всего
Рис, 2.79. Процесс отработки
шага ШД
Рис. 2.78. Угловые характеристики реактивного ШД
с несимметричными зубцами
колебательный, на каждом шаге заканчивается к началу следующе-
го шага, т. е. угловая скорость ротора 02 в начале каждого шага
равна нулю (рис. 2.79).
В момент времени ty ротор переместился на величину шага, од-
нако он имеет максимальные скорость 02тах и кинетическую энергию
и продолжает перемещаться против
сил поля. Начинается процесс сво-
бодных колебаний ! (качаний) ротора
относительно положения устойчивого
равновесия, как у всех синхронных
микродвигателей (см. § 2.10). Коле-
бания затухают, когда вся кине-
тическая энергия будет израсходова-
на на электрические, магнитные и
механические потери, вызванные
этим процессом. Амплитуда и время
затухания колебаний тем меньше, чем
больше эти потери.
Основными показателями режима
отработки единичных шагов явля-
ются:
а) величина перерегулирования
Д0П, т. е. максимальное отклонение
от нового положения устойчивого
равновесия ротора при переходном
б) максимальное значение мгновенной скорости ротора 02гаак в про-
цессе механического шага;
процессе;
<о2, рад/с=-^-/уш.
(2.94)
в) время затухания свободных колебаний ротора на одном шаге
^зат-
У шаговых двигателей желательно уменьшать Д0П и f3aT при со-
хранении необходимой мгновенной скорости ротора 62.
Среднюю скорость вращения ротора ШД определяют по формуле
(2.92)
Установившийся режим работы шаговых двигателей соответствует
постоянной частоте управляющих импульсов, причем /зат больше
времени одного такта коммутации.
В установившемся режиме вращение ротора с некоторой средней
скоростью <о2 сопровождается вынужденными колебаниями относи-
тельно мгновенной точки устойчивого равновесия. Амплитуда коле-
баний достигает наибольшей величины при частоте управляющих
импульсов, совпадающей с резонансной — собственной частотой ро-
тора.
В области частот, где скорость электромагнитных переходных
процессов значительно выше, чем механических, движение ротора
ненагруженного ШД математически можно описать уравнением рав-
новесия моментов
Мс-Мдин+Мдем±Мт, (2.93)
где 7Идин — динамический момент; Л4дем — демпфирующий электромаг-
нитный момент; 7ИТ — момент трения.
Величина динамического момента определяется моментом инерции
ротора и ускорением:
Мдин=7^=^.^-.
дин di2 р dt*
Внутреннее электромагнитное демпфирование колебаний ротора
обеспечивается за счет наведения э. д. с. вращения в обмотках управ-
ления. В ШД активного типа э. д. с. вращения наводится потоком
возбуждения ротора, в индукторных и реактивных ШД — перемен-
ной .составляющей потока возбуждения, возникающей в результате
изменения магнитного сопротивления при вращении ротора. Э. д. с.
вращения вызывает в цепи обмоток управления дополнительные токи,
которые во взаимодействии с вызвавшим их потоком создают демп-
фирующий момент, препятствующий изменению скорости ротона.
Величина демпфирующего момента пропорциональна скорости вра-
щения ротора:
Мдем=£>^, (2.95)
где D — коэффициент демпфирования.
Коэффициент демпфирования зависит в основном от переменной
составляющей потокосцепления ротора с обмоткой управления ста-
тора и при прочих равных условиях наибольший у ШД активного
типа. Если пренебречь моментом трения 7ИТ и рассматривать работу
ШД при малых углах рассогласования осей ротора и м. д. с. статора
(sin у «у), то, подставив (2.89), (2.94) и (2.95) в (2.93), получаем,
дифференциальное уравнение движения ротора
। , Мс тахР д _Мс тахР р,
U* + J ' dt + 7 23 ~ J 1э’
(2.96)
В выражении (2.96) коэффициент при 02э есть квадрат угловой
частоты собственных колебаний ротора (в электрических радианах)
©03=1// (2.97)
Частоту управляющих импульсов f0, соответствующую главному
резонансу, определяют по (2.92) при <»2=сооэ/р. Частичные резонанс-
Рис. 2.80. Предель-
ная механическая
характеристика и
характеристика
приемистости ШД
ные явления возможны при частотах управля-
ющих 'импульсов, в целое число раз меньших /0.
Коэффициент при 62э в (2.96) характеризует
относительный коэффициент затухания колеба-
ний А:
2Z=^. (2.98)
Важной характеристикой установившегося
режима является предельная механическая ха-
рактеристика — зависимость частоты управля-
ющих импульсов от величины статического
момента сопротивления, при котором ротор
выходит из синхронизма (сплошная линия на
рис 2.80). Иными сл.овами, она определяет тот
предел, до которого при данной частоте уп-
равляющих импульсов можно плавно нагружать вал ШД, остав-
ляя синхронный режим. Предельную механическую характеристику
рассматривают обычно при f>f0.
С увеличением частоты происходит уменьшение вращающего мо-
мента ШД, что объясняется в основном двумя факторами. Во-пер-
вых, в результате действия демпфирующего момента от э. д. с. вра
щения. Во-вторых, э. д. с. самоиндукции в обмотках управления ста-
новится соизмеримой с напряжением источника питания и ток в
обмотках управления за время такта не успевает нарастать до уста-
новившегося значения, что снижает величину результирующего по-
тока статора. Снижение синхронизирующего момента тем резче, чем
больше электромагнитная постоянная времени обмоток управления.
Динамическая ошибка ШД, т. е. мгновенное значение угла рас-
согласования движущихся осей ротора и м. д. с. статора, может пре-
вышать статическую ошибку ввиду дискретного перемещения м. д. с
статора и колебательного характера движения ротора.
Переходные режимы — пуск, торможение, реверс, переход с одной
частоты на другую — сопровождаются переходными процессами в ШД,
вызванными изменением частоты управляющих импульсов и скорости
вращения ротора.
Важным показателем пускового режима является частота
приемистости — максимальная частота управляющих импульсов, при
которой ротор, еще входит в синхронизм с места без потери шагов.
Скачкообразное увеличение частоты управляющих импульсов при
пуске от нуля до рабочей приводит к тому, что вначале ротор
отстает от м. д. с. статора под действием момента инерции вращаю-
щихся частей. По мере ускорения он достигает скорости 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 потерять эти
шаги (выйти из синхронизма). Частота приемистости растет с увели-
чением синхронизирующего момента, а также с уменьшением величины
шага, момента инерции вращающихся частей и статического момента
сопротивления (штрих-пунктирная линия на рис. 2.80).
При торможении и реверсе ШД также имеются предельные значе-
ния перепада частот, при которых обеспечивается переходный процесс
без сбоя шага. Предельная частота торможения при установившемся
режиме вращения равна частоте приемистости. Предельная частота
торможения при переходном режиме и предельная частота реверса
на 30-ь40% ниже частоты приемистости.
§ 2.13. ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ ОДНОФАЗНЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Для маломощных нерегулируемых электроприводов в качестве
вспомогательных используют микродвигатели с расщепленными
экранированными полюсами и асинхронные микродвигатели с пусковыми
элементами, работающие от однофазной сети переменного тока и
называемые поэтому однофазными
Микродвигатели с расщепленными экранированными полюсами
Наиболее простыми однофазными двигателями переменного тока
являются микродвигатели с расщепленными экранированными полю-
сами (рис. 2.81, а) в асинхронном и синхронном исполнении. Статор 1
такого двигателя рвнополюсный и состоит из двух пакетов электро-
технической стали. На статоре имеется однофазная обмотка возбуж-
дения 2. На каждом из полюсов 3 находится продольный паз, в кото-'
ром размещается одна из сторон короткозамкнутых витков 4, охва-
тывающих и экранирующих часть (от г/5 до г/2 полюсной дуги) полюса.
В расточке полюсов помещается ротор, 5 двигателя. Конструкция
ротора зависит от типа микродвигателя. В двигателях асинхронного
исполнения ротор типа «беличьей клетки», полый немагнитный или
ферромагнитный. При синхронном варианте ротор может быть с
постоянным магнитом (активный), из магнитнотвердого материала
(гистерезисный) или с переменным вдоль окружности магнитным
сопротивлением (реактивный).
При -подаче однофазнрго переменного напряжения на зажимы
обмотки воз уждеиия 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 течет ток, отстающий от э. д. с.
вследствие индуктивного характера сопротивления витков. Под дей-
ствием м. д. с. витков создается
поток Фк, замыкающийся по
экранированной части полюсов.
В сумме с потоком Ф' он об-
разует результирующий магнит-
а)
Рис. 2.81. Схема конструкции (а) и векторная диаграмма (б) однофазного
микродвигателя с расщепленными экранированными полюсами
ный поток Фэ экранированной части полюсов, сдвинутый во време-
ни относительно потока неэкранированной части полюсов Ф":
ФЭ=Ф' + ФК. (2.99)
Векторная диаграмма микродвигателя изображена на рис. 2.81,6.
Магнитные потоки Ф" и Фэ, сдвинутые относительно друг друга
в пространстве и во времени, создают результирующее вращающееся
магнитное поле. Так как углы сдвига магнитных потоков Ф" и Фэ.
во времени и пространстве обычно меньше 90°, а величины потоков
не равны, магнитное поле будет не круговым, а эллиптическим.
Вращающееся магнитное поле взаимодействует с ротором двигателя
и создает вращающий момент, природа которого зависит от типа
ротора.
Существенное преимущество однофазных микродвигателей с
расщепленными полюсами, кроме простоты конструкции и небольшой
стоимости — это их надежная работа при частых пусках и остановках
под напряжением. Это объясняется тем, что основными потерями в
цвигателе являются электрические потери в короткозамкнутых витках.
Следовательно, величина полных потерь в двигателе практически не
меняется от режима холостого хода до короткого замыкания (остановки
ротора при напряжении на зажимах обмотки возбуждения) и не про-
исходит недопустимого перегрева обмотки возбуждения.
Один из основных недостатков описываемых микродвигателей
состоит в том, что вследствие существенной эллиптичности магнитного
поля они развивают незначительный пусковой момент. Это можно
пояснить на примере асинхронного микродвигателя следующим обра-
зом. В двигателе имеет место самый общий случай несимметрии маг-
нитных потоков Фэ и Ф", образующих вращающееся поле (§ 2.6, 2.7):
ае=-^<1; sinp<l; siny<l. (2.100)
Величина пускового момента в относительных единицах у асин-
хронных микродвигателей равна эффективному коэффициенту сигнала.
Если принять за единицу пусковой момент Л4ПО, развиваемый кру-
говым полем с амплитудой Ф", то пусковой момент Мп реального
двигателя с экранированными полюсами
7Hn=/l4noaesinpsin у. (2.101)
С учетом неравенств (2.100) получаем, что В экрани-
рованных микродвигателях асинхронного типа пусковой момент
составляет обычно 20 60% от номинального.
Аналогично можно показать, что вследствие такой эллиптичности
магнитного поля двигатели развивают небольшую механическую мощ-
ность при относительно высоком уровне потерь, к. п. д. у двигателей
различной мощности не превышает 0,1-г-0,4. Коэффициент мощно-
сти двигателей cos<p=0,4-r-0,6.
Некоторое улучшение энергетических и пусковых характеристик
можно достигнуть путем выполнения двигателя с равномерным
воздушным зазором [61. Примером может служить микродвигатель
с составным статором, изображенный на рис. 2.82. Статор состоит
из цилиндра 1 и крестовины 2. Крестовина образует полюсы дви-
гателя и магнитные шунты MU1 между ними. Магнитные шунты
имеют малое сечение и основная часть потока полюсов проходит
через зазор в ротор. При такой конструкции магнитопровода закон
распределения индукции в зазоре приближается к синусоидальному,
уменьшаются потери и паразитные моменты от высших гармоник
поля.
Рассмотренные микродвигатели относятся к нереверсивным.
Однофазный микродвигатель с расщепленными экранированными
полюсами, позволяющий осуществлять реверсирование, а также
регулирование в определенном диапазоне вращающего момента,
изображен на рис. 2.83.
Микродвигатель, схема которого показйна на рис. 2.83, отли-
чается от микродвигателя рис. 2.81, а только тем, что коротко-
замкнутые витки заменены катушками с выведенными концами.
'Четыре катушки А, В, С и D располагаются на обеих частях
полюсов, охватывая каждую половину полюса. Замыкая то одну
(A, D), то другую (В, С) пару катушек, можно экранировать то
одну, то другую часть полюсов, изменяя таким образом-направление
вращения магнитного поля и ротора на противоположное. Если
соединить эти катушки через потенциометр 7?, то при нейтральном
положении движка потенциометра экранирующее действие всех
катушек будет одинаковым, а результирующее магнитное поле
пульсирующим. При смещении движка от нейтрального положения
меняются потоки Фк экранирующих катушек обоих полюсов,
а значит, и фазовый сдвиг (sinp) и соотношение амплитуд (ае)
потоков Фэ и Фэ. Изменяется эллиптичность вращающегося маг-
нитного поля и величина вращающего момента.
Теоретически однофазный микродвигатель с расщепленными
экранированными полюсами можно рассматривать как двухфазный
Рис. 2.82. Схема конструкции
микродвигателя с составным
статором
Рис 2.83. Схема конструкции ревер-
сивных микродвигателей с расщеплен-
ными экранированными полюсами
двигатель, у которого угол сдвига между фазовыми обмотками
не равен 90е и зажимы одной из обмоток замкнуты накоротко [341.
Асинхронные микродвигатели с пусковыми элементами
Однофазные асинхронные микродвигатели выполняют по класси-
ческой конструктивной схеме асинхронной машины с короткозамкну-
тым ротором типа «беличьей клетки» (например, рис. 2.24). На ста-
торе двигателя расположены две однофазные обмотки: главная
и вспомогательная, сдвинутые в пространстве в большинстве случаев
на 90® эл. Обмотка ротора обладает малым активным сопротивле-
нием, чтобы обеспечить критическое скольжение sK 1 и тем
самым хорошие показатели в номинальном режиме.
Существует много конструктивных типов и электрических схем
включения однофазных асинхронных микродвигателей [341, которые
можно подразделить йа две основные группы:
1) G вращающимся магнитным полем статора в рабочем режиме;
2) с пульсирующим магнитным полем статора в рабочем режиме.
Первую группу составляют микродвигатели (рис. 2.84, а) с посто-
янно включенным конденсатором в цепь вспомогательной обмотки
(конденсаторные). У них главная и вспомогательная обмотки зани-
мают одинаковое число пазов статора. Принцип действия и основные
уравнения такого микродвигателя ничем не отличаются от принципа
действия и соответствующих уравнений исполнительных асинхрон-
ных микродвигателей при амплитудно-фазовом управлении с конден-
сатором в цепи возбуждения (§ 2.6, 2.7).
В схеме двигателя часто используют два конденсатора: рабочий
Ср и пусковой Сп. Емкость рабочего конденсатора Ср выбирают так,
чтобы обеспечить круговое вращающееся поле и тем самым меньшее
Рнс. 2.84. Схема включения и механические
характеристики однофазного конденсаторного
микродвигателя
номинальное скольжение
и высокие энергетические
показатели в номинальном
режиме.
Для конденсаторного
микродвигателя справед-
ливы выражения симмет-
ричных составляющих
токов (2.47). Анализируя
эти выражения, можно
получить параметры фазо-
сдвигающих элементов,
обеспечивающих круговое
поле при определенном скольжении s:
Лсо, Ом=Хв + ^;
«Тр
(2.102)
Ro, Ом=^-7?в,
(2.103)
где Хв и RB — индуктивное и активное сопротивления обмотки В
при скольжении s и круговом поле (см. рис. 2.30, о); /гТр==Щв.эф/®г.эф—
коэффициент трансформации обмоток статора; ®эф — эффективное
число витков обмотки.
Добавочное сопротивление Ro включают только при krp<XBIRB.
Подставляя в (2.102) и (2.103) величины Лв и RB, соответствую-
щие номинальному скольжению sH, можно получить емкость рабо-
чего конденсатора Ср и сопротивление Rp. Механическая характе-
ристика двигателя с рабочей емкостью изображена на рис. 2.84, б
(кривая 1).
। При подстановке в (2.102) величин Хв и RB, соответствующих
скольжению s=l (Хип и 7?вп), можно определить суммарную емкость
С0=Ср + Сп, которая обеспечивает при пуске форму магнитного поля,
наиболее близкую к круговому.
Емкость конденсатора См, обеспечивающая получение максималь-
ного пускового момента Мп, определяется по (2.57').
Кратность пускового момента
— А1П/Л4И
(2.104)
при включении емкости Сп может быть повышена с ймп<1 до
ймп= 1.5 — 2. С пусковой емкостью двигатель разгоняется до сколь-
жения snep (кривая 2 на рис. 2.84, б). После этого емкость Сп от-
ключается и двигатель переходит на характеристику 1.
Недостатком двигателей с пусковой емкостью являются большие
габариты конденсатора Сп, так как обычно Сп Ср.
Рис. 2.85. Принцип действия однофазного асинхронного
микродвигателя
В двигателях второй группы (рис. 2.85, а), как отмечалось, в ра-
бочем режиме магнитное поле статора пульсирующее. Оно создается
главной обмоткой статора, занимающей порядка 2/3 пазов статора.
Остальные пазы занимает вспомогательная обмотка. При рассмотре-
нии принципа работы таких двигателей воспользуемся методом раз-
ложения пульсирующего поля на круговые поля прямой и обратной
последовательности (§ 2.6). На рис. 2.85, б приведены графики момен-
тов прямой Л4Г и обратной /И2 последовательностей, а также резуль-
тирующего момента /Ир, равного геометрической сумме моментов /Иг
и /Й2. Следовательно, при моменте сопротивления /Ист < /ИртаХ воз-
можна устойчивая работа двигателя при пульсирующем поле статора.
Как отмечалось ранее (§ 2.6), результирующее поле двигателя при
s#=l не пульсирующее, а вращающееся вследствие влияния э. д. с.
вращения, наведенной в роторе.
Однако пусковой момент двигателя в этих условиях (s=l) равен
нулю. Для обеспечения пускового момента /Ип>0 в двигателе на
период пуска создается вращающееся поле. При этом используется
вспомогательная обмотка статора, подключаемая к сети на период
пуска через фазосдвигающий элемент ФСЭ (рис. 2.86, а). В качестве
ФСЭ теоретически можно использовать сопротивление любого вида:
активное, емкостное или индуктивное. Практическое применение
получили только первые два. На рис. 2.86, б представлена вектор-
ная диаграмма напряжений и токов при использовании в качестве
ФСЭ активного сопротивления R. Поскольку характер сопротивле-
ния обмоток активно-индуктивный, угол сдвига по фазе между то-
ками главной и вспомогательной обмоток
Р=Фг — Фв<90°
и получить круговое поле в двигателе невозможно. В результате крат-
ность пускового момента ku„ не превышает 1—1,5.
У некоторых однофазных микродвигателей с таким способом пуска
внешнее добавочное сопротивление /? в цепи вспомогательной обмот-
ки не устанавливается. Поскольку обмотка В работает кратковремен-
но, ее наматывают из прово-
да меньшего сечения, чем
обмотку Г, и активное со-
противление RB обмотки
увеличивается. Кроме того,
часть вспомогательной об-
мотки наматывают бифил-
лярно, что снижает ее ин-
дуктивное сопротивление Хв.
Таким образом, получаем,
чтоБ!!’<7Г’ и
Рис. 2.86. Схема пуска однофазного
асинхронного микродвигателя с фазосдви-
гающим элементом и векторные диаграммы
Векторная диаграмма напряжений
ставлена на рис. 2.86, в.
обмоток
Круговое поле при пуске
может быть получено толь-
ко при использовании кон-
денсатора в качестве фазо-
сдвигающего элемента ФСЭ.
и токов для этого случая пред-
Угол сдвига по фазе между токами
₽=ф„ + <Рг
и при определенной величине емкости может быть равен 90р. При
такой схеме пуска можно добиться кратности пускового момента
—2. Недостатком способа являются большие габариты
пускового конденсатора.
Рис. 2.87. Схемы включения ирехфазиых асинхронных микро-
двигателей в однофазную сеть переменного тока
Механическая характеристика однофазного микродвигателя, со-
ответствующая пусковому (кривая Л1фсэ) режиму, и переход на ос-
новную характеристику (кривая Л4В) показаны на рис. 2.85, б.
Величины токов и моментов в обоих режимах могут быть опреде-
лены по формулам (2.44) — (2.51).
Выпускают асинхронные микродвигатели с трехфазной обмоткой
статора, которые могут работать как от трехфазной, так и от одно-
фазной сети переменного тока. При этом трехфазный асинхронный
двигатель, включенный в однофазную сеть, является частным случаем
рассмотренных однофазных микродвигателей. Возможно использо-
вание таких двигателей как с вращающимся, так и с пульсирующим
полем статора в рабочем режиме. На рис. 2.87 изображены несколько
основных схем включения трехфазных асинхронных микродвигате-
лей в однофазную сеть с емкостью С в качестве пускового фазосдви-
гающего элемента.
Выбор емкости пускового конденсатора производят по формулам,
аналогичным (2.57') и (2.102), но с учетом величины зоны окружности
статора, занимаемой вспомогательной обмоткой [34J.
§ 2.14. СОВМЕЩЕННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
В системах регулирования скорости электрических микродвига-
телей переменного тока весьма часто используют устройства упра-
вления, в состав которых входят магнитные усилители и трансформа-
торы. Для улучшения показателей (веса, мощности и надежности)
таких систем указанные элементы и электрические асинхронные или
синхронные микродвигатели совмещают в одном агрегате [301.
Асинхронные микродвигатели-усилители
Асинхронный микродвигатель-усилитель конструктивно представ-
ляет собой трех- или двухфазный асинхронный двигатель, объединен-
Рис. 2.88. Схема конструкции двухфазного реверсивного микродвига-
теля-усилителя
ный с магнитными усилителями. Исполнительные микродвигатели-
усилители чаще всего выполняют двухфазными с ротором типа
«беличьей клетки» или полым немагнитным. Совмещение заключается
в том, что сердечник магнитного усилителя является частью магнито-
провода двигателя.
На рис. 2.88 приведена схема конструкции двухфазного реверсив-
ного (с двумя магнитными усилителями) микродвигателя-усилителя
с ротором типа «беличьей клетки». Сердечник статора 1 разделен
Рис. 2.89. Распределение магнитных по-
токов в двигателе-усилителе
Обмотки магнитного усилителя
что создаваемый поток Фм замыкаете!
кая через воздушный зазор в ротор
по длине на четыре пакета.
Каждый из пакетов является
кольцевым сердечником магнит-
ного усилителя. Рабочие об-
мотки усилителя 2 наматывают
на каждый пакет, а обмотки
смещения и управления 3 ох-
ватывают по два пакета. Обмот-
ка статора двигателя 4 распреде-
ленная, двухфазна^. Ее укла-
дывают в пазы после намотки
через эти же пазы обмоток маг-
нитного усилителя. Конструк-
ция ротора 5 обычная для
асинхронной машины.
расположены и соединены так,
по сердечнику статора, не прони-
(рис. 2.89). В сердечнике статора
происходит наложение
магнитного потока двига-
теля Фд на поток усили-
теля.
Рис. 2.90. Реверсивная амплитудно-фазовая Рис. 2.91. Механические харак-
схема управления микро двигателем-усили- теристики микродвигателя-усн-
телем лителя
Если сердечник статора не насыщен, то распределение потока
двигателя в обе стороны относительно оси А А равномерное, размаг-
ничивающее действие потока усилителя в одной половине сердечника
равно намагничивающему действию в другой половине и магнитные
системы двигателя и усилителя можно считать независимыми. Это
свидетельствует о том, что двигатель-усилитель имеет практически
такие же характеристики, как соответствующий двигатель с внешним
магнитным усилителем.
Некоторое искажение характеристик наступает в случае насыще-
ния сердечника статора. При этом намагничивающее и размагничи-
вающее действие потока Фм на поток Фд становится неэквивалентным
и появляется индуктивная связь обмоток двигателя и усилителя.
Управление скоростью вращения ротора микродвигателя-усилителя
соответствует амплитудному и амплитудно-фазовому способам управ-
ления исполнительными асинхронными микродвигателями (§ 2.7).
На рис. 2.90 представлена реверсивная- амплитудно-фазовая схема
управления микродвигателем-усилителем. При отсутствии сигнала
на обмотках управления усилителей Ум ток в обмотке управления
двигателя Ук практически равен нулю и ротор неподвижен.
Увеличение тока в обмотке управления первого усилителя МУХ
приводит к уменьшению магнитной проницаемости сердечника и тем
самым к уменьшению индуктивности и индуктивного сопротивления
рабочих обмоток усилителя Рм, включенных последовательно с обмот-
кой управления двигателя Уя. Возрастает амплитуда напряжения и
тока в обмотке Уя, меняётся эллиптичность поля статора, увеличива-
ется скорость вращения ротора.
При поступлении управляющего сигнала на обмотку управления
второго усилителя МУ2 ток по обмотке управления двигателя проте-
кает в противоположном направлении и осуществляется реверсиро-
вание двигателя.
Механические характеристики > микродвигателя-усилителя при
различной величине тока в обмотке управления /ум усилителя показаны
на рис. 2.91. Они несколько отличаются от характеристик амплитуд-
ного и амплитудно-фазового управления, представленных на рис. 2.35,
не учитывающих влияния выходного сопротивления источника
сигнала (/умз^/уиз^-^умт)*
Как видно из рис. 2.91, при уменьшении тока управления усили-
теля весьма существенно уменьшается критическое скольжение
двигателя (растет ю2кр) и У механической характеристики может
появиться неустойчивый участок (кривая /умз). Объясняется это
в основном тем, что в схеме управления с магнитным усилителем
индуктивное сопротивление рабочей обмотки магнитного усилителя Ху
оказывается включенным последовательно с индуктивным сопротив-
лением Хс статора двигателя. Тогда критическое скольжение двига-
теля определяется соотношением [11
п»
(2.105)
Ху+Хс+Хр
где Rp и Хр — приведенные активное и индуктивное сопротивления
ротора.
Как уже отмечалось, при уменьшении тока управления усили-
теля /ум величина Ху возрастает и, следовательно, снижается кри-
тическое скольжение «к-
Синхронные микродвигатели-трансформаторы
Синхронный микродвигатель-трансформатор конструктивно пред-
ставляет собой двухфазный синхронный двигатель, объединенный с
трансформатором.
Схема статора синхронного микродвигателя-трансформатора в
основном подобна схеме статора асинхронного микродвигателя-
усилителя (рис. 2.88). Отличие только в том, что на сердечник
статора дополнительно наматывают не обмотки усилителей, а пер-
вичные и вторичные обмотки двух однофазных трансформаторов.
Рис. 2.92. Схема частотного регулирования
скорости синхронного микродвигателя-
трансформатора
Взаимное расположение об-
моток трансформатора и
двигателя обеспечивает от-
сутствие результирующей
индуктивной связи при
ненасыщенном магнитопро-
воде.
Конструкция ротора
зависит от типа синхрон-
ного двигателя: активного,
реактивного или гистере-
зисного.
Такие синхронные ми-
кродвигатели - трансформа-
торы используют в основ-
ном в схемах частотного регулирования скорости синхронного
микропривода. При этом трансформатор входит в состав статического
преобразователя частоты, питающегося от автономного источника
постоянного тока (аккумуляторов, солнечной батареи и т. д.).
На рис. 2.92 изображена схема частотного регулирования скорости
синхронного микродвигателя-трансформатора. Полупроводниковый
коммутатор ТК собран на транзисторах Тг—Tit работающих в клю-
чевом режиме. При поочередном замыкании и размыкании цепей
транзисторами 7\, Т2 постоянное напряжение источника U„ приклады-
вается к различным половинам первичной обмотки трансформатора Tpt.
На выходе трансформатора появляется знакопеременное напряжение,
первая гармоника которого является рабочим напряжением синхрон-
ного двигателя СД. Моменты коммутации транзисторов Т3, сдвинуты
на половину такта коммутации относительно Tlt Т2. Напряжение,-
поступающее от трансформатора Тр2 на обмотку двигателя В2, оказы-
вается сдвинутым по фазе на 90е относительно напряжения обмотки Вг.
Этим обеспечивается одно из условий создания кругового вращаю-
щегося поля статора.
Изменение частоты коммутации транзисторов приводит к изменению
частоты и скорости вращения магнитного поля статора и, следовательно,
скорости вращения ротора двигателя.
Рабочие характеристики синхронного микродвигателя-транс-
форматора практически такие же, как у синхронного микродвигателя
соответствующего типа при питании от внешнего трансформатора
малой мощности.
Следует отметить, что по такому же принципу могут быть выпол-
нены асинхронные двигатели-трансформаторы для систем частотного
регулирования скорости.
» *
Совмещенная конструкция асинхронных микродвигателей-усили-
телей и синхронных микродвигателей-трансформаторов сложнее обыч-
ных двигателей, технологически более трудоемкая. Однако благодаря
небольшим габаритам и весу, большей надежности применение такой
конструкции оправдано для создания двигателей специального
назначения. Вес асинхронных микродвигателей-усилителей может
быть примерно в 1,5 раза меньше веса соответствующего привода из
отдельных усилителя и двигателя и примерно в 2 раза меньше веса
привода постоянного тока [301.
§ 2.15. ПРИМЕНЕНИЕ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫХ МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ
Исполнительные микродвигатели малой мощности широко при-
меняют в системах автоматического управления и регулирования,
в устройствах измерения и контроля в качестве управляющих и пре-
образующих (интегрирующих и дифференцирующих) элементов, в
системах программного управления и счетно-решающих устройствах.
Микродвигатель постоянного тока с якорным управлением
в следящей системе
В промышленности довольно интенсивно распространяется электро-
искровой способ обработки материалов [9, 10]. Электроискровые уста-
новки содержат обычно электромеханические следящие системы, пред-
назначенные для автоматического поддержания наивыгоднейшего
междуэлектродного расстояния (искрового промежутка). На рис. 2.93
показана схема такой установки. Регулятором величины искрового
промежутка между обрабатываемой деталью ОД и электродом-инстру-
ментом ЭИ является исполнительный микродвигатель постоянного
тока с независимым возбуждением ИД (типа СЛ121 или СЛ161). Обмотка
якоря включена в диагональ моста, плечами которого служат /?г и Д2
и сопротивление искрового промежутка.
Скорость и направление вращения якоря определяются величиной
и направлением тока в диагонали моста. Якорь двигателя через редук-
тор Р механически связан с электродом-инструментом и® перемещает
его относительно обрабатываемой детали. Импульсы тока для обра-
ботки создаются конденсаторным генератором импульсов ГИ.
Напряжение пробоя и соответственно величина искрового промежутка
задаются перемещением движка реостата 7?г.
Когда разряда в искровом промежутке нет (сопротивление про-
межутка бесконечно большое), направление тока в диагонали моста
такое, что якорь двигателя при вращении подводит электрод-инстру-
мент к обрабатываемой детали. Конденсаторы ГЙ заряжаются.
Электрическая прочность искрового промежутка уменьшается и
наступает пробой. Происходит искровая обработка детали.При этом
сопротивление искрового промежутка резко падает, направление
Рис. 2.93. Схема электроискровой установки
тока в диагонали моста
изменяется и исполнитель-
ный двигатель начинает
быстро отводить электрод-
инструмент от детали.
Электрическая прочность
искрового промежутка вос-
станавливается и вновь на-
чинается описанный цикл
обработки.
Интегрирующий элемент с использованием исполнительного
асинхронного микродвигателя
При автоматизации производственных процессов одной из задач
является поддержание на определенном уровне или изменение
по определенной программе одной или нескольких технологических
величин (температуры вещества, давления-, уровня или количества
вещества и др. ). Для этого используют электрические интеграль-
ные и пропорционально-интегральные регуляторы БРУ-11, БРУ-21,
ЭПИД и т. д. Неотъемлемой частью этих .регуляторов является
исполнительное устройство, осуществляющее интегрирование за-
данной функции.
Рассмотрим принцип работы такого электромеханического ин-
тегратора (рис. 2.94). Он состоит из электронного усилителя ЭУ,
исполнительного асинхронного микродвигателя ДД, включенного
по схеме амплитудно-фазового управления с конденсатором С в
цепи возбуждения В; понижающего редуктора Р и индуктивного
датчика положения ЦП, плунжер Пл которого связан через редук-
тор Р с валом ИД. Выходное напряжение ДВЬ1Х индуктивного дат-
чика пропорционально перемещению плунжера, а значит, и углу
поворота 0 вала исполнительного двигателя ЙД-.
UBbK ~0. (2.106)
На вход усилителя ЭУ поступает напряжение 17вх, амплитуда
которого модулирована по закону изменения регулируемой величи-
ны. Изменение Um вызывает соответствующее изменение напряжения
на обмотке управления ИД и, следовательно, скорости вращения
ротора ИД. Пропорционально меняется положение плунжера и
величина выходного напряжения 1УВЫХ датчика положения ДП.
Найдем связь между входным и выходным напряжениями ин-
тегратора. Для этого проинтегрируем дифференциальное уравнение
(2.37) исполнительного двигателя:
rM^- + 0=^yCJ adt. (2.107)
о
Учитывая выражение (2.106) и то, что величина коэффициента
сигнала а прямо пропорциональна напряжению управления двига-
теля, а значит t/BX, получаем
Гм + Гвых = ky* f U™dt' (2-108)
о
Из выражения (2.108) видно, что выходное напряжение (7выХ
изменяется по закону интеграла от функции, задаваемой входным
напряжением £7ВХ. Величина Тм определяет инерционность данного
Рис. 2.94. Схема электромеханического интегратора
интегрирующего устройства. Интегратор тем ближе к идеальному,
чем выше линейность регулировочных характеристик /7Д и чем
меньше скорость изменения регулируемой величины, т. е. чем больше
соотношение между постоянной времени регулируемого процесса и
электромеханической постоянной времени исполнительного двигателя
и всего интегратора в целом. Тогда
t
UBbK=kyC$UBlidt. (2.109)
i)
Шаговый двигатель в схеме программного
управления станком
В металлообрабатывающих станках с числовым программным
управлением шаговые двигатели применяют для привода подач при
задании программы на магнитной или перфорированной ленте. При
этом довольно часто возникает необходимость преобразования циф-
рового или импульсного кода в модулированный сигнал.
Рассмотрим принцип работы такой схемы (рис. 2.95). Схема
состоит из шагового двигателя ШД с транзисторным коммутатором
ТД, сельсина-датчика СД и сельсина-приемника СП, усилителя У
и исполнительного двигателя постоянного тока ИД. Роторы ШД и
СД связаны через понижающий редуктор Р1? позволяющий снизить
величину шага. Сельсины СД и СП соединены по трансформаторной
схеме, в которой выходное напряжение сельсина-приемника явля-
Рис. 2.95. Схема преобразователя им-
пульсного кода в модулированный
сигнал с помощью ШД
нительного двигателя начинает
ется . функцией угла поворота
сельсина-датчика (см. § 4.4). Ис-
полнительный двигатель через
редуктор Р2 перемещает объект
управления ОУ со скоростью,
задаваемой программой.
Схема работает следующим
образом. Программа считывается
с магнитной ленты, информация
поступает в ТК, который соот-
ветствующим образом переклю-
чает обмотки управления ШД.
Ротор ШД делает заданное чисдо
шагов и разворачивает ротор СД.
Выходное напряжение СП, про-
порциональное углу поворота
ШД, поступает через усилитель на
обмотку якоря ИД. Якорь испол-
вращаться и перемещать объект
управления со скоростью, пропорциональной поданному напряже-
нию, а следовательно, по заданной программе.
Полуавтоматическая установка с программным управлением
для подгонки сопротивлений микромодулей
Схема полуавтомата с ШД, производящего подгонку сопротив-
лений методом выжигания токопроводящей углеродной пасты ла-
Рис. 2.96. Структурная схема полуавтомата с ШД для
подгонки сопротивлений
зерным лучом, показана на рис. 2.96. Микромодули располагают
на координатном столе КС, который перемещается по координатам
X и У с помощью двух шаговых двигателей.
Система программного управления состоит из следующих основ-
ных блоков: блок задания программы — наборное поле НП; анали-
зирующее устройство АУ; устройство управления УУ; блок управ-
ления шаговыми двигателями БУШИ (транзисторный коммутатор);
датчики положения Д/7; устройство управления лазером УУЛ;
лазер <77; преобразователь информации ПИ.
На наборном поле НП задается программа работы шаговых
двигателей по согласованию положений координатного стола с осью
лазера Л. Информация поступает через АУ и УУ в блок управления
шаговыми двигателями. БУШ Л в соответствии с заданной програм-
мой переключает обмотки управления ШД,, которые начинают
работать и перемещать через понижающий редуктор координатный
стол КС. Одновременно разворачиваются датчики положения коор-
динатного стола Д/7, и сигнал от них поступает через преобразова-
тель информации ПИ в анализирующее устройство. АУ сравнивает
текущие координаты КС с заданными программой и соответствующим
образом корректирует работу Д/Д. Перемещение КС прекращается
при выходе в заданную программой точку.
В этот момент устройство управления УУ подает команду на
блок управления лазером УУЛ, который включает лазер Л. Начи-
нается прожиг углеродной пасты микромодуля.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ТАХОГЕНЕРАТОРЫ
$ 3.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И КЛАССИФИКАЦИЯ
Тахогенераторами называют электрические микромашины,
работающие в генераторном режиме и служащие для преобразования
скорости вращения в пропорциональный электрический сигнал. При
этом закон преобразования определяется выходной характеристикой
тахогенератора, т. е. зависимостью между входной величиной —
скоростью вращения вала со и выходной — напряжением 17ВЬ1Х в
выходной обмотке.
Уравнение выходной характеристики идеального тахогенератора
в общем случае
I? вых — kyc <0 — kya ——
at
(3.1)
где 0 — угол поворота ротора тахогенератора; kye — статический
коэффициент усиления (крутизна выходнЬй характеристики).
Уравнение (3.1) показывает, что тахогенератор можно использо-
вать для электромеханического дифференцирования, если функцию
задавать в виде угла поворота ротора.
Конструкция тахогенераторов практически не отличается от
конструкции соответствующих типов электрических микродвига-
телей.
По конструкции и принципу действия тахогенераторы можно
подразделить на три основные группы: постоянного тока, асинхрон-
ные и синхронные переменного тока.
Основные требования, предъявляемые к тахогенераторам, состоят
в следующем:
1) минимальная амплитудная погрешность, под которой понима-
ют отклонение выходной характеристики от линейной зависимости;
2) минимальная фазовая погрешность, под которой понимают
изменение фазы выходного напряжения при изменении режима
работы;
3) максимальный коэффициент усиления;
4) малый момент инерции ротора;
5) малая электромагнитная постоянная времени.
Требования, предъявляемые к тахогенераторам в зависимости от
условий применения, изложены в § 3.2.
Величина амплитудной погрешности Д17 определяется как раз-
ность между выходным напряжением, соответствующим данной
скорости вращения при идеальной выходной х-арактеристике, и
действительным выходным напряжением.
Величина фазовой погрешности Л£ определяется как разность
между углом (3 сдвига векторов напряжения возбуждения и выход-
ного напряжения идеального тахогенератора, у которого р не за-
висит от скорости вращения, и действительным углом.
§ 3.2. ТАХОГЕНЕРАТОРЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА
Тахогенераторы постоянного тока по принципу действия и кон-
структивному оформлению представляют собой электрические кол-
лекторные машины постоянного тока с независимым электромагнитным
(рис. 3.1, а) или магнитоэлектрическим возбуждением.
Выходной характеристикой тахогенератора постоянного тока
является зависимость величины напряжения на зажимах якоря U
Рис. 3.1. Схема, и выходные характеристики тахогенератора
постоянного тока
от скорости вращения якоря со при постоянном магнитном потоке
возбуждения Ф и постоянном сопротивлении нагрузки 7?яагр. Из
теории электрических машин известно, что величина э. д. с. якоря Ея
прямо пропорциональна магнитному потоку возбуждения и скорости
вращения якоря. Значит, при постоянном магнитном потоке можно
записать:
E^kE^kE^-, (3.2)
at
где 0 — угол поворота якоря тахогенератора; kE — постоянная маши-
ны, равная /гФ; k — конструктивный коэффициент по (2.3).
Выражение (3.2) — это уравнение выходной характеристики тахо-
генератора постоянного тока при холостом ходе, т. е. при разомкну-
той цепи якоря. Данная линейная зависимость показана на рис. 3.1, б
(для Днагр=оо). Значения скорости взяты в относительных еди-
ницах по аналогии с § 2.3.
При подключении обмотки якоря к зажимам прибора или уст-
ройства с конечной величиной входного сопротивления и при
постоянстве магнитного потока возбуждения выходное напряжение
будет меньше э. д. с. якоря на величину падения напряжения в
цепи якоря:
^я = £я ~ 7Я/?Ц.Я, (3.3)
где /я— ток якоря; 7?ц.я — сопротивление цепи якоря, равное сумме
сопротивлений обмотки 7?я и переходного щеточного контакта.
Поскольку величину тока определяют по закону Ома с помощью
соотношения
Аа^^я/^вагр» (3-4)
ТО
^нагр ^нагр
Уравнение (3.5) свидетельствует о линейности выходной харак-
теристики тахогенератора постоянного тока в случае постоянства
магнитного потока возбуждения и сопротивления переходного ще-
точного контакта.
На рис. 3.1,6 представлены выходные характеристики, соответ-
ствующие уравнению (3.5) для двух конечных значений сопротив-
ления нагрузки jRaarpI И кнагр 25 ПрИЧСМ 7?„а,р 1 Жнагр 2-
Однако выходная характеристика реального тахогенератора мо-
жет отклоняться от линейной зависимости (3.5), т. е. появляется
амплитудная скоростная погрешность. Это объясняется двумя фак-
торами.
Во-первых, при нагрузке тахогенератора возникает реакция
якоря, ослабляющая поток возбуждения. Результирующий поток
при нагрузке можно представить как
ФнаГр = Ф-ДФр, (3.6)
где ДФр — изменение потока, вызванное .размагничивающим дейст-
вием реакции якоря и пропорциональное току якоря; Ф — поток
при холостом ходе.
Следовательно, э. д. с. якоря при нагрузке Ея.нагр не является
постоянной величиной для данной скорости вращения якоря, а зави-
сит от величины нагрузки и определяется выражением:
. 7?я.нагР = &<йФнагр. (3.7)
Во-вторых, при работе тахогенератора на нагрузку постоянным
следует считать не сопротивление переходного контакта, а падение
напряжения ищ в - нем. Это соответствует характеру зависимости
сопротивления графита, из которого выполняют щеточные контакты,
от плотности тока в нем. Тогда, очевидно, напряжение на зажи-
мах якоря тахогенератора при нагрузке будет определяться урав-
нением
(7я = ЬЯ.НагР-С/щ-/я^я. I3-8*
Преобразуем это выражение с учетом (3.4), (3.6) и (3.7):
^нагр
где &р=ДФр/7я — коэффициент пропорциональности между током
якоря и потоком ДФр.
Выражение (3.9) является уравнением выходной характеристики
тахогенератора постоянного тока с учетом размагничивающего
действия реакции якоря и постоянства падения напряжения в ще-
точном контакте. Анализ выражения (3.9) показывает, что:
1) выходная характеристика является нелинейной (в знаменателе
стоит со);
2) выходная характеристика начинается не из нуля, так как при
малой скорости вращения якоря э. д. с. меньше падения напряже-
ния в контакте коллектор — щетки (А£<о<5/Щ). Это значит, что тахо-
генератор имеет зону нечувствительности Дсоз н, т. е. диапазон ско-
ростей, в пределах которого выходное напряжение равно нулю.
Выходная характеристика, построенная по уравнению (3.9) для
сопротивления нагрузки /?НагР2, показана на рис. 3.1,6 (штрих-
пунктирной линией).
Если принять за идеальную £7Я.„ линейную выходную характе-
ристику (3.5), то выражение относительной амплитудной погрешно-
сти, вызванной реакцией якоря, можно представить как разность (3.5)
и (3.9) при 4/щ=0, отнесенную к UB.B:
&U -----------1------ (3до)
ия.» t Дя + Днагр V 7
Погрешность, определенная по (3.10), называется расчетной.
Для повышения линейности выходной характеристики целесооб-
разно нагружать тахогенератор на возможно большее внешнее
сопротивление 7?нагР и использовать небольшой диапазон скоростей
вращения (а>е<0,5), так как в этом случае реакция якоря незна-
чительна. Весьма высокая линейность характеристик у тахогенера-
торов, выполненных на базе машины постоянного тока с полым
или дисковым якорем, потому что у таких машин, как указывалось,
снижается влияние реакции якоря (меньше /гр).
Значительное уменьшение зоны нечувствительности в тахогене-
раторах постоянного тока получают, применяя металлические
щетки с серебряными напайками в местах прикосновения к кол-
лектору, у которых вольт-амперная характеристика линейная.
Зона нечувствительности сужается с увеличением коэффициента
усиления;
Ды3.н=^щ/^ус- (3.11)
Статический коэффициент усиления тахогенератора, характери-
зующий соотношение между выходным напряжением на зажимах
обмотки якоря и скоростью вращения якоря, можно определить из
выражения (3.9):
, аия
fevC=—-3-
уС do
\ kkry
.'Mia гр / *Miarp
/?я+^р<0 \2
^нагр /
(3.12)
Из формулы (3.12) видно, что в общем случае &ус является не-
линейной функцией скорости вращения якоря. Если размагничи-
вающим действием реакции якоря в конкретном, случае можно
пренебречь, т. е. принять &р=0, то выражение (3.12) преобразуется
следующим образом:
feyc— ** (3.13)
н——
^«агр
При этом допущении коэффициент /гус не зависит от скорости
вращения якоря. Он определяется конструктивными параметрами,
пропорционален напряжению возбуждения машины (через коэффи-
циент kE) и увеличивается с ростом сопротивления нагрузки /?Нагр-
У тахогенераторов постоянного тока при /?нагр>^я коэффициент
Аус=3-г-100 мВ/об/мин.
У тахогенераторов постоянного тока с электромагнитным воз-
буждением возможна температурная погрешность вследствие нагре-
ва обмотки полюсов, повышения ее сопротивления и уменьшения
тока возбуждения, что в конечном счете приводит к уменьшению
потока возбуждения и выходного напряжения. Такая же погреш-
ность возможна при колебаниях напряжения в сети, питающей
обмотку возбуждения. Для того чтобы поток возбуждения из-за
указанных причин не изменялся, магнитную систему тахогенерато-
ра выполняют с большим насыщением, т. е. рабочую точку на
кривой намагничивания выбирают выше колена, где, как известно,
даже значительные изменения тока возбуждения не вызывают боль-
ших изменений магнитного потока.
Однако насыщение магнитной системы может оказаться и не-
достатком тахогенератора, если статический коэффициент усиления
Лус тахогенератора необходимо изменить путем регулирования ве-
личины магнитного потока за счет тока возбуждения. В этом случае
магнитопровод тахогенератора выполняют ненасыщенным, а для
предотвращения температурной погрешности применяют теплочув-
ствительные магнитные шунты МШ (рис. 3.2), магнитное сопро-
тивление которых увеличивается при росте температуры. При на-
гревании сопротивление обмотки возбуждения увеличивается и
поток Ф уменьшается, но при этом растет и магнитное сопротивле-
ние потоку рассеяния Фа через шунты. Поток рассеяния начинает
все более замыкаться через якорь и э. д. с. якоря восстанавлива-
ется до исходной величины.
Тахогенератор с возбуждением от постоянных магнитов не имеет
погрешностей, которые возникают в результате колебаний магнит-
кого потока от указанных причин. Однако он не допускает и регу-
лирбвания статического коэффициента усиления. Существенное пре-
имущество такого тахогенератора состоит в том, что он не нуждается
в источнике питания. При правильном выборе материала для по-
стоянных магнитов можно свести до минимума' погрешности из-за
изменения магнитных свойств с течением времени.
Тахогенераторам постоянного тока присущ еще один вид по-
грешности— асимметрия выходного напряжения. Она заключается
в том, что при вращении якоря тахогенератора, замкнутого на
Ф
Рис. 3.2. Схема магнитной си-
стемы тахогенератора с тепло-
выходного напряжения тахо-
чувствительными магнитными
генератора постоянного тока
шунтами
Рис. 3.3? Явление асимметрии
нагрузку, с одинаковой скоростью в противоположных направлениях
величина выходного напряжения оказывается разной. Наличие асим-
метрии является в основном результатом технологической не-
точности установки щеток на геометрической нейтрали.
Рассмотрим это явление на примере схемы, изображенной на
рис. 3.3. При вращении якоря по часовой стрелке со скоростью <пч
по якорю течет ток /я.ч и возникает поток реакции якоря Фя.ч, про-
дольная составляющая которого складывается с потоком возбужде-
ния Ф, увеличивая результирующий поток. При вращении якоря
против часовой стрелки со скоростью <оп = соч направление э. д. с.
и тока в якоре меняется на противоположное. Возникает поток
реакции якоря Фя.п, продольная составляющая которого направлена
навстречу потоку возбуждения Ф, уменьшая результирующий поток.
Вследствие неравенства результирующих магнитных потоков при
противоположных направлениях вращения якоря и появляется асим-
метрия выходного напряжения. Величина асимметрии А опреде-
ляется из выражения
А=—... ... 100%.
0>5(Уя.ч+Уя.п)
(3.14)
Определенную погрешность в работу тахогенератора постоянного
тока вносят пульсации выходного напряжения, которое не является
Zoj
2л*
постоянным во времени. Можно выделить три основных вида пуль-
саций: якорные, зубцовые и коллекторные.
Якорные пульсации вызываются изменением магнитного сопро-
тивления и, как следствие, магнитного потока в пределах одного
оборота якоря, которое может быть обусловлено эллиптичностью или
эксцентриситетом якоря, магнитной анизотропией его материала.
Частота якорных пульсаций в двухполюсной машине
/я==оз/л. (3.15)
Амплитуду якорных пульсаций можно снизить путем относи-
тельного увеличения воздушного зазора, веерной сборки сердечника
якоря и повышения точности его обработки.
Зубцовые пульсации связаны с изменением величины и характера
распределения магнитного потока под полюсом вследствие зубча-
тости поверхности якоря. Частота зубцовых пульсаций
(3.16)
где Z — число зубцов на поверхности якоря.
Амплитуда зубцовых пульсаций снижается при скосе пазов якоря
относительно образующей цилиндра, правильном выборе ширины
полюсных наконечников и применении ферромагнитных клиньев для
крепления обмотки в пазах.
Якорные и зубцовые пульсации отсутствуют, если в качестве тахо-
генератора используется машина с полым немагнитным или дисковым
якорем (§ 2.2).
Коллекторные пульсации вызываются в основном периодическим
изменением числа секций в параллельных ветвях обмотки якоря
вследствие замыкания части секций при коммутации и вибрацией
щеток на коллекторе. Частота коллекторных пульсаций
А<=^, (3.17)
2л
где К — число коллекторных пластин.
Амплитуда коллекторных пульсаций уменьшается с увеличением
числа секций и коллекторных пластин, а также с повышением качества
обработки поверхности коллектора и притирки щеток.
Зубцовые и коллекторные пульсации выходного напряжения
являются высокочастотными и весьма легко сглаживаются АС-фильт-
рами. Якорные пульсации имеют более низкую частоту. Они особенно
отрицательно сказываются при работе тахогенератора в системе авто-
матического регулирования в зоне малых скоростей (подход системы
к устойчивому положению), когда период пульсаций становится
соизмеримым с постоянной времени исполнительного элемента. У пре-
цизионных тахогенераторов амплитуда пульсаций достигает 0,1-s-l %
от среднего напряжения.
К преимуществам тахогенераторов постоянного тока относятся
возможность получения высокой линейности выходной характеристики
а отсутствие азовои погрешности, что предопределяет их исполь-
зование в ряде систем автоматики.
Однако имеется ряд недостатков, ограничивающих применение
тахогенераторов постоянного тока: наличие скользящего контакта
коллектор — щетки, значительно снижающего надежность машины;
необходимость использования фильтров от радиопомех и для сглажи-
вания пульсации выходного напряжения; сложность конструкции
и относительно высокая стоимость.
При оценке точности тахогенераторов постоянного тока исполь-
зуют два параметра: нелинейность выходной характеристики и асим-
метрию выходного напряжения.
Нелинейность выходной характеристики определяют как отноше-
ние разности между выходным напряжением, измеренным при данной
скорости вращения, и напряжением, рассчитанным по эталонной ли-
нейной характеристике, к напряжению при номинальной скорости
вращения. Эталонная характеристика представляет собой прямую
линию, проведённую через начало координат и точку номинальной
скорости опытной характеристики.
Асимметрию выходного напряжения вычисляют как отношение
разности выходных напряжений при вращении по и против часовой
стрелки с номинальной скоростью к полусумме этих напряжений.
Класс точности тахогенераторов устанавливается по наихудшему
из параметров в интервале скоростей от 0,1 номинальной до номиналь-
ной. В зависимости от класса допустимая величина нелинейности
выходной характеристики лежит в диапазоне 0,05->1,0%, а величи-
на асимметрии — в диапазоне 0,2->2,0%.
Тахогенератор постоянного тока можно использовать для измере-
ния угловых ускорений, т. е. в качестве акселерометра. Для этого к
зажимам якоря тахогенератора следует подключить последовательно
цепочку RC (рис. 3.4) и выходное напряжение снимать с зажимов со-
противления R.
Очевидно, при равномерной скорости вращения якоря конденса-
тор С заряжен: ис=ия, ток через R равен нулю и соответственно
выходное напряжение wp=0. При появлении углового ускорения
начинается изменение напряжения ия на зажимах якоря, пропор-
циональное изменению скорости
du„_ , do
*dT= йус 'dT*
(3.18)
Происходит заряд или разряд конденсатора С и по сопротив-
лению R течет ток Lr, пропорциональный скорости изменения напря-
жения на зажимах конденсатора, и соответственно
где Л*—коэффициент пропорциональности.
Подставляя (3.18) в (3.19), получаем формулу напряжения на со-
противлении /?;
' UR= ^R^=^^yc^R^' (3.20)
Как видно из (3.20), величина выходного напряжения uR пропор-
циональна угловому ускорению якоря тахогенератора.
§ 3.3. АСИНХРОННЫЕ ТАХОГЕНЕРАТОРЫ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
В системах автоматики и счетно-решающих устройствах перемен-
ного тока применяют асинхронные тахогенераторы, конструкция
которых аналогична конструкции исполнительных асинхронных дви-
гателей с полым немагнитным ротором (рис. 2.25).
Рис. 3.4. Тахогенератор
постоянного тока в режи-
ме акселерометра
Рис. 3.5. Схемы асинхронного тахогене-
ратора
Схема асинхронного тахогенератора показана на рис. 3.5, а.
К обмотке статора В подводится неизменное по амплитуде и часто-
те напряжение возбуждения UB. Вторая обмотка статора Г является
генераторной и с ее зажимов снимается выходной сигнал Ur. В общем
случае она оказывается замкнутой на внешнее сопротивление на-
грузки Хнагр.
Рассмотрим принцип работы асинхронного тахогенератора. Для
этого воспользуемся эквивалентной схемой, представленной на
рис. 3.5, б. На этой схеме для упрощения качественного анализа по-
лый ротор заменен конечным числом витков, замкнутых накоротко
на торцах, и внешняя цепь обмотки Г разомкнута. При неподвиж-
ном роторе тахогенератор можно рассматривать как трансформатор,
первичной обмоткой которого служит обмотка статора В, а вторич-
ной — обмотка ротора. Магнитный поток, созданный м. д. с. обмот-
ки В, пронизывает ротор и. наводит в его витках трансформатор-
ную э. д. с. £тр'(условно показана на внутреннем кольце витков).
Поскольку ротор короткозамкнутый, по этим виткам течет ток /тр
и создается магнитный поток, направленный согласно правилу Ленца
навстречу магнитному потоку обмотки В. Следовательно, по оси В
тахогенератора устанавливается результирующим магнитный поток
фв, пульсирующий с частотой f напряжения возбуждения. При этом
э. д. с. Ег в генераторной обмотке равна нулю, так как вектор маг-
нитного потока Фв перпендикулярен оси этой обмотки.
Приведем ротор тахогенератора во вращение с угловой ско-
ростью (о2. Ввиду симметрии ротора процесс наведения в нем транс-
форматорной э. д. с. Етр не изменится. По оси В, как и в преды-
дущем случае, пульсирует магнитный поток Фв, который в первом
приближении можно считать независящим от скорости вращения
ротора. Витки ротора вращаются в поле этого потока и в них наво-
дится э. д. с. вращения £вр (условно показана на внешнем кольце
витков). В соответствии с теорией машин постоянного тока резуль-
тирующая э. д. с. вращения обмотки ротора
£вР=^2Фв, (3.21)
где k — коэффициент, зависящий от конструктивных параметров
машины.
Из (3.21) видно, что при Фв=сопз1 э. д. с. Евр является линей-
кой функцией скорости вращения ротора и пульсирует с частотой f
напряжения возбуждения. Под действием э. д. с. вращения в обмотке
ротора течет ток /вр и создается магнитный поток Фг, направленный
согласно правилу буравчика по оси генераторной .обмотки Г. По-
скольку величина тока 1вр прямо пропорциональна э. д. с. Евр, то
созданный этим током магнитный поток Фг по величине прямо про-
порционален скорости вращения ротора со2. Частота пульсации Фг
совпадает с частотой э. д. с. Евр и напряжения возбуждения. Маг-
нитный поток Фг индуцируете генераторной обмотку статора транс-
форматорную э. д. с. Ег, действующее значение которой опреде-
ляется уравнением
£г=4,44/гоб.г™гт. (3.22)
где wr — число витков обмотки Г' — обмоточный коэффициент
обмотки Г.
Частота выходной э. д. с. Ег совпадает с частотой f потока Фг и
напряжения возбуждения и не зависит от скорости вращения ро-
тора со2. Это позволяет применять асинхронные тахогенераторы в си-
стемах, работающих при постоянной частоте.
Поскольку величина ФР прямо пропорциональна скоростивраще-
ния ротора
Фг=/г1<о2,
выражение (3.22) преобразуется:
V £г=£г®2=£г^, (3.23)
где /гг=4,44 koC.TwTfki, k± — коэффициент, зависящий от конструктив-
ных параметров и напряжения возбуждения тахогенератора.
Анализируя выражение (3.23), можно сделать вывод, что выход-
ная э. д. с. тахогенератора Ег прямо пропорциональна скорости вра-
щения ротора тахогенератора. При принятом допущений о незави-
симости величины потока Фв от скорости со2 функция Er=f(a2) яв-
ляется линейной.
В действительности величина магнитного потока Фв несколько
уменьшается при увеличении скорости вращения ротора со2. Это объяс-
няется тем, что под действием потока Фг во вращающихся витках
ротора наводится дополнительная э. д. с. вращения £вр.д. Направле-
ние £вр.д совпадает с направлением э. д. с. Етр. Так как величина Ф„
пропорциональна скорости вращения ротора со2, то величина Евр,в
пропорциональна квадрату <о2. Следовательно, созданный ею ток и
магнитный поток будут нелинейно уменьшать магнитный поток Фв
при увеличении скорости. Выходная характеристика асинхронного
тахогенератора при холостом ходе Er=f(a^) отклоняется от линей-
ной зависимости, т. е. появляется амплитудная скоростная погреш-
ность. (Количественный анализ этой погрешности дан при выводе
общего уравнения выходной характеристики асинхронного тахогене-
ратора.)
Если замкнуть обмотку статора Г на внешнее нагрузочное сопро-
тивление ZHarp, то по ней потечет ток 1Г. Поток ФР будет созда-
ваться геометрической суммой м. д. с. ротора и обмотки статора Г,
что скажется на величине э. д. с. £г. Кроме того, само выходное
напряжение U г будет определяться геометрической разностью э. д. с.
Ег и падения напряжения на внутреннем сопротивлении обмотки Zr.c:
Йг=£г-/Л.с (3-24)
Указанные физические процессы обусловливают вид выходной
характеристики тахогенератора при работе с нагрузкой.
Рассмотрим уравнение выходной характеристики асинхронного
тахогенератора. Поскольку асинхронный тахогенератор по своей
конструкции не отличается от приведенного ранее асинхронного ис-
полнительного микродвигателя, то, учитывая принцип обратимости
электрических машин, можно определить выходное напряжение £г,
пользуясь изложенной в § 2.6 методикой анализа двухфазного асин-
хронного микродвигателя.
Фазе Г асинхронного тахогенератора соответствуют схемы заме-
щения фазы В исполнительного двигателя (см. рис. 2.30), если в
цепь статора включить сопротивление ZHarp, а входные зажимы зам-
кнуть накоротко. Схемы замещения фазы В тахогенератора совпада-
ют со схемами замещения фазы В двигателя. Все параметры фазы
Г тахогенератора приводятся к числу витков обмотки статора В.
Выходным напряжением тахогенератора служит напряжение на
сопротивлении ZHarp в фазе Г:
Ur=irZnarp. (3 25)
Ток /г может быть выражен через симметричные составляющие
/Г1 и /г2. В приведенной форме:
7г=-—4 =/р > 4-/г2г (3.26)
Ктр
где коэффициент трансформации обмоток В и Г
у _____________________________ ^в^об.в
^тр ,
^г^об.г
Согласно методу симметричных составляющих прямую и обратную
составляющие тока в обмотке возбуждения тахогенератора можно
выразить через /ы и ITz'.
L=+ЯгГ, /в2= - /Лг . (3.27)
Поскольку напряжения, приложенные к обмоткам В и Г тахо-
генератора, уравновешиваются падениями напряжения от симметрич-
ных составляющих токов на сопротивлениях соответствующих схем
замещения, по второму закону Кирхгофа можно записать (с учетом
того, что приложенное к обмотке Г напряжение равно нулю):
0 = /г1 (Zrl 4" Zaarp) 4* 7Г2 (^г2 4" ZHarp),
. . . (3.28)
(7В 4i^bi 4- 7b2Zr2,
где Zri и Zr2 — приведенные сопротивления схем замещения фазы Г
для прямой и обратной последовательностей (Z, = fe); Zнагр —
= A?pZHarp — приведенное сопротивление нагрузки.
Решаем систему уравнений (3.28) относительно /Р1 и 42 с уче-
том (3.27). Полученные выражения симметричных составляющих под-
ставляем в (3.26) и затем в (3.25). Этим самым определяем выраже-
ние для выходного напряжения 0р тахогенератора через скорость
вращения ротора, параметры схемы вамещения и нагрузки и напря-
жение возбуждения:
., (3.29а)
В
где А и В — комплексные коэффициенты, зависящие от параметрез
схемы вамещения и нагрузки.
Если пренебречь индуктивным сопротивлением ротора, которое
у асинхронных тахогенераторов, особенно с полым немагнитным ро-
тором, значительно меньше активного, то
. (3.30)
где
г _ Zbm+ А’вр
Свр 7
Лвм
(обозначения по рис. 2.30).
Относительная скорость вращения ротора
а <0-2 1
(1)2 = —= 1 — s,
0),
где С1)х — синхронная скорость (для тахогенератора эта скорость ус-
ловная).
Выражение (3.29а) является уравнением выходной характеристики
асинхронного тахогенератора. Наличие в знаменателе этого выра-
жения квадрата относительной скорости (со02 свидетельствует о не-
линейности выходной характеристики и фазовой погрешности тахо-
генератора (скоростные погрешности).
Для идеального тахогенератора, не имеющего скоростной ампли-
тудной и фазовой погрешностей, уравнение выходной характеристики
получают из выражения (329а) с учетом (со^)2-В=0:
7^в&тр ®2
<Ли =
А
(3.296)
Расчетная амплитудная погрешность тахогенератора определяется
разностью модулей напряжений согласно (3.29а) и (3.296):
д^Ц-п-t/r _ __Ш (w£)2. (3.31)
| Д |
фазовая погрешность — разностью аргументов этих же напряжений-
Как Следует из (3.30) и (3.31), амплитудная погрешность умень-
шается при увеличении активного сопротивления ротора, так как
снижается величина |в| и возрастает | д|. Поэтому роторы тахоге-
нераторов обычно изготовляют из фосфористой бронзы, имеющей
удельное сопротивление примерно в 2 раза больше, чем алюминий.
Однако нужно иметь в виду, что с увеличением активного сопро-
тивления ротора уменьшается коэффициент усиления по напряжению
тахогенератора [возрастает А — см. (3.29а)].
Рис. 3.6. Выходные характеристики и стати-
ческий коэффициент усиления асинхронного
тахогенератора (пунктиром показаны идеаль-
ные линейные характеристики)
зависит от характера нагрузки. Наи-
Кроме того, тахогенераторы следует выбирать с такой синхрон-
ной скоростью, при которой относительное значение измеряемой ско-
рости не будет превышать 0,2—0,3. В данном случае член (о>^)2 мал
и выходная характеристика на рабочем участке (о^=0—0,3 практи-
чески линейна. Поэтому часто тахогенераторы выполняют для ра-
боты от сети переменного тока с повышенной частотой. Увеличение
частоты пропорционально
повышает синхронную ско-
рость и соответственно по-
нижает относительное
значение измеряемой ско-
рости вращения.
Выходные характери-
стики, построенные по
уравнению (3.29а) в относи-
тельных единицах, пред-
ставлены на рис. 3.6, а
(и*=иг/ив).
Влияние внешней на-
грузки на величину ам-
плитудной ’и фазовой по-
грешностей тахогенератора
меньшая амплитудная погрешность Д{7 имеет место при чисто ем-
костной нагрузке, наименьшая фазовая погрешность AfJ — при чисто
индуктивной нагрузке (рис. 3.7).
^ntapL-1(Haepc-'Rnaep-const
a) s>
Рис. 3.7. Зависимость амплитудной и фазовой погрешностей
от скорости вращения при различном характере нагрузки
Статический' коэффициент усиления асинхронного тахогенератора
может быть определен по (3.29а):
_ dUr _ UBkTP А +(ю2)2^
ЙЮ2 Ю1 [д_(ю02£]2
(3.32)
У современных асинхронных тахогенераторов величина коэффи-
циента усиления при ZHarp > Zrc находится в диапазоне (1 ч-
-ё-10) мВ/об/мин.
Величина /гус практически' постоянна при 0—0,3 и нелинейно
уменьшается при со^>О,3 (рис. 3.6,6).
Изменение выходного напряжения и статического коэффициента
усиления под влиянием величины и характера внешней нагрузки
определяется изменением комплексных коэффициентов А и В в вы-
ражениях (3.29а) и (3.32) и графически представлено на рис. 3.8.
Физическое обоснование зависимостей
Un &ус f С^иагрС, Хнагр £, ^?нагр)>
где Лвагр с, Хнагр l, /?нагр — соответственно емкостное, индуктивное и
активное сопротивления нагрузки, уже было дано при рассмотрении
принципа работы тахогенератора. Здесь только следует отметить,
что в случае чисто емкостной нагрузки при определенном значении
Рис. 3.8. Зависимость выходного
напряжения и статического коэф-
фициента усиления от величины
и характера нагрузки
Рис. 3.9. Зависимость фазы выход-
ного напряжения от величины
и характера нагрузки
емкостного сопротивления в цепи выходной обмотки имеет место ре-
зонанс напряжений.
При рассмотрении рис. 3.7, а и 3.8 можно сделать вывод, что для
уменьшения амплитудной скоростной погрешности и зависимости /zvc
от величины нагрузки следует к активной внешней нагрузке добав-
лять емкостную.
Однако активно-емкостное компаундирование нагрузки приводит
к увеличению фазовой погрешности тахогенератора (рис. 3.7,6). Од-
новременно усиливается влияние величины нагрузки на фазовую
погрешность. Зависимость фазы выходного напряжения (угла fJ меж-
ду векторами {7В и Ur) от величины и характера нагрузки представ-
лена на рис. 3.9.
Анализ зависимостей, представленных на рис. 3.7, б и 3.9, пока-
зывает, что для уменьшения фазовой скоростной погрешности и влия-
ния величины нагрузки на фазу выходного напряжения целесооб-
разно вводить в активную внешнюю нагрузку индуктивность. Таким
образом, условия компаундирования нагрузки по амплитуде и фазе
противоречат одно другому. Поэтому целесообразно производить
компаундирование по то величине, постоянство которой является
для данной схемы наиболее важным.
Существенное влияние на точность асинхронного тахогенератора
может оказать изменение величины активных сопротивлений машины
при ее нагреве во время работы. В основном это обусловлено на-
гревом ротора, активное сопротивление которого в несколько раз
больше активного сопро-
тивления статорных обмо-
ток. Увеличение активного
сопротивления ротора при
нагреве снижает крутизну
выходной характеристики
и приводит к появлению
температурной амплитуд-
ной и фазовой погрешно-
стей. Чтобы не допустить
данные явления, ротор
прецизионных асинхрон-
ных тахогенераторов вы-
полняют из материалов с
низким значением темпе-
Рис. 3.10. Эквивалентная схема асимметрич-
ного ротора и векторная диаграмма э. д. с.
асинхронного тахогенератора
ратурного коэффициента
сопротивления и применя-
ют температурную ком-
пенсацию.
К погрешностям асинхронного тахогенератора' следует отнести
наличие нулевого сигнала. Он является результатом возникновения
остаточной э. д. с. Ег0 в генераторной обмотке при неподвижном ро-
торе. Возникновение остаточной э. д. с. связано с технологическими
погрешностями изготовления тахогенератора. Эта э. д. с. имеет две
составляющие: постоянную, не зависящую от углового положения
ротора, и переменную, величина которой изменяется с двойной пе-
риодичностью (в электрических градусах) в зависимости от угла
поворота ротора.
В результате неточности сдвига статорных обмоток на угол
60° эл. между ними появляется трансформаторная связь. Неодно-
родность магнитных свойств магнитопровода статора, возникающая
вследствие наличия короткозамкнутых витков и листов, неодинако-
вой магнитной проводимости листов в различных направлениях, ко-
торая несмотря на веерную сборку пакетов частично остается, при-
водит к образованию вращающегося магнитного поля возбуждения.
В обоих случаях в генераторной обмотке Г индуцируется постоян-
ная составляющая остаточной э. д. с., сдвинутая по фазе на некото-
рый угол по отношению к напряжению возбуждения UB.
Электрическая асимметрия ротора, заключающаяся в неодинако-
вой толщине его стенок или в неточности его цилиндрической фор-
мы, вызывает образование переменной составляющей остаточной
э. д. с. Асимметричный ротор можно рассматривать как совокупность
симметричного ротора и короткозамкнутого витка, выпавшего из сим-
метричной системы (рис. 3.10, а). Магнитный поток Фв индуцирует
в короткозамкнутом витке трансформаторную э. д. с. и ток. Возни-
кает пульсирующий магнитный поток витка Фкз, который' сцеплен
с обмоткой Г и наводит в ней э. д. с. Ег0. Эта э. д. с. имеет макси-
мальное значение, если плоскость витка составляет угол 45° с осями
статорных обмоток тахогенератора и меняет величину при повороте
ротора.
Под влиянием остаточной э. д. с. происходит смещение выходной
характеристики из начала координат и появляются дополнительные
переменные амплитудная и фазовая погрешности, особенно при малых
скоростях вращения ротора. Последнее наглядно видно из векторной
диаграммы рис. 3.10,6, где результирующий вектор выходной э. д. с
Ёрр равен геометрической сумме, не зависящей от скорости враще-
ния ротора э. д. с. £г0, и э. д. с. Ег, пропорциональной скорости вра-
щения ротора.
Остаточное напряжение вызывает также асимметрию выходного
напряжения. Теоретически при изменении направления вращения ро-
тора величина выходной э. д. с. должна оставаться неизменной, а
фаза изменяется на 180°. Наличие £г0 нарушает оба эти условия
(векторы Ёгр1 и £rpi на рис. 3.10,б).
Постоянная составляющая остаточной э. д. с. может быть суще-
ственно уменьшена при размещении обмоток В и Г раздельно на
внутреннем и внешнем статорах. В этом случае после изготовления
тахогенератора при неподвижном роторе подводят к обмотке В на-
пряжение и поворачивают внутренний статор относительно внешнего
до тех пор, пока нулевой сигнал в обмотке Г не достигнет наимень-
шей величины.
Ослабление переменной составляющей остаточной э. д. с. в случае
необходимости производится электрическим симметрированием рото-
ра. Электрическое симметрирование сводится к механическому уда-
лению в определенных местах некоторой части материала ротора.
Следует также учитывать, что в многополюсных машинах асиммет-
рия статора и ротора сказывается значительно меньше.
Существенным преимуществом асинхронных тахогенераторов по
сравнению с тахогенераторами постоянного тока является более вы-
сокая надежность благодаря отсутствию скользящих контактов,
отсутствие радиопомех при работе, простота конструкции. К недо-
статкам асинхронных тахогенераторов следует отнести несколько
худшую линейность выходной характеристики, меньший коэффици-
ент усиления, наличие фазовой погрешности и зависимость выход-
ного напряжения от характера нагрузки.
Оценку точности асинхронных тахогенераторов производят по
трем параметрам: нелинейности выходной характеристики, величине
•остаточной э. д. с. и фазовой погрешности. Класс точности устанав-
.ливается по наихудшему из параметров в интервале скоростей от
0,1 номинальной до номинально . Допустимая величина нелинейно-
сти выходной характеристики (см. § 3.2) у тахогенераторов различ-
ных классов лежит в диапазоне 0,02ч-1%.
Асинхронный тахогенератор может работать и как датчик угло-
вых ускорений — акселерометр. Для этого его обмотка возбуждения
В (рис. 3.5, а и б) должна быть подключена к сети постоянного
тока. Поток возбуждения машины Фв будет не пульсирующим, а
постоянным. При равномерной скорости вращения ротора будет по-
стоянным и поток Фг. Э. д. с. в генераторной обмотке Г равна нулю.
При появлении углового ускорения ротора начнет изменяться вели-
чина э. д. с. Евр в роторе, величина тока 1вр и соответственно вели-
чина потока Фг. Изменение Фг во времени будет тем резче, чем боль-
ше величина ускорения ротора. Изменяющийся во времени поток
Фг (/) наведет э. д. с. в обмотке Г как во вторичной обмотке транс-
форматора. Величина э. д. с., как известно, определяется скоростью
изменения магнитного потока:
er=^Wo6.r. (3.33)
at
Поскольку скорость изменения магнитного потока пропорцио-
нальна величине углового ускорения ротора
(3.34)
dt dt r
где с — коэффициент пропорциональности, величина э. д. с. в генера-
торной обмотке также пропорциональна угловому ускорению ротора:
ег=~-тг/гоб.г. (3.35)
at
§ 3.4. СИНХРОННЫЕ ТАХОГЕНЕРАТОРЫ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Синхронные тахогенераторы переменного тока, работающие по
принципу синхронных генераторов, не нашли применения в схемах
автоматики переменного тока постоянной частоты, так как у них
частота выходной э. д. с. является функцией скорости вращения ро-
тора. Синхронные тахогенераторы используют в основном для не-
посредственного измерения скорости вращения механизмов. В этом-
случае к его выходной обмотке подключают вольтметр, шкала кото-
рого градуируется непосредственно в единицах угловой скорости
вращения.
В настоящее время начинают применять синхронные индукторные
тахогенераторы с полупроводниковыми выпрямителями на выходе [17].
Схема конструкции индукторного тахогенератора такая же, как
у синхронного редукторного микродвигателя индукторного типа
(§ 2.11 рис. 2.64). Отношение числа зубцов .статора Zc к числу зуб-
цов ротора Zp обычно равно числу фаз обмотки статора, которую
используют в качестве выходной обмотки переменного тока. При
вращении ротора со скоростью со униполярный магнитный поток
подмагничивания Фп модулируется вследствие зубчатости поверхно-
стей статора и ротора (рис. 2.65). Переменная составляющая Фпер,
величина которой зависит от конструкции, наводит в каждой фазе
обмотки статора э. д. с. холостого хода
^вых—4,44/Фперш/гоб, (3.36)
где wk0& — эффективное число витков в фазе; f=Zv(nl2n — частота
э. д. с.
Отсюда видно, что э. д. с. холостого хода прямо пропорциональна
скорости вращения ротора, что является необходимым условием для
работы машины в режиме тахогенератора. Однако при нагрузке та-
кого тахогенератора на конечное сопротивление его выходная харак-
теристика становится нелинейной. Первая причина заключается
в том, что
^ВЫх = £ВЫх - й/вых - —7 > (3.37)
| . ^вьгх
к а гр
где реактивные составляющие сопротивления обмотки 7ВЫХ и на-
грузки ZHarp являются функциями частоты f, а следовательно, и
скорости со. Второй причиной является влияние потока реакции
якоря (выходной обмотки) на величину самой э. д. с. Евых.
Для того чтобы синхронный индукторный тахогенератор можно
было использовать в следящих системах постоянного тока, выход-
ное, напряжение выпрямляют полупроводниковыми выпрямителями.
Поскольку число зубцов ротора можно выполнить достаточно боль-
шим, частота пульсаций выпрямленного напряжения будет высокой.
Высокочастотные пульсации могут быть довольно легко устранены
LC-фильтрами. В этом основное преимущество индукторных тахоге-
нераторов перед коллекторными тахогенераторами постоянного тока.
Кроме того, они обладают более высокой надежностью, так как от-
сутствует механический выпрямитель-коллектор с щетками.
§ 3.5. ДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТАХОГЕНЕРАТОРОВ
Исследование динамических свойств тахогенератора постоянного
тока при переходных процессах производим без учета реакции яко-
ря и падения напряжения в щеточном контакте. Уравнение равно-
весия э. д. с. и напряжений в цепи якоря (рис. 3.1,а), составленное
по второму закону Кирхгофа, имеет вид
£я=иЯя+/?ва₽Р) + Ья^Ч (3.38)
где 1я — мгновенное значение тока якоря; L* — индуктивность обмот-
ки якоря.
Решая (3.38) совместно с (3.2), получаем дифференциальное урав-
нение изменения тока якоря при изменении угла поворота ротора 0
__Ь------------ + L = —. (3.39)
^я4"^нагр--------------------------------^?я~Ь^нагр
(3.40)
Преобразуем (3.39) с учетом того, что выходное напряжение
тахогенератора н=гя7?нагр:
rrr du . d0
T^t + Uz=ky^
dt 3 dt
где Tэ= LJ(/?„ + 7?[larp) — электромагнитная постоянная времени цени
якоря; /гус — статический коэффициент усиления по напряжению
(3.13).
Выражение переходной характеристики находим путем решения
дифференциального уравнения (3.40)
\ (3.41)
* э
Переходная характеристика изображена на рис. 3.11, и, где
бс — установившееся значение угла поворота ротора.
Передаточная функция тахогенератора на основании уравнения
(3.40)
Рис. 3.11. Переходные характеристики тахо-
генератора
Г(₽>=7=Т^Г- а42'
Из уравнений (3.40) и (3.42) и рис. 3.11, а ясно, ч;то тахогенера-
тор представляет собой инерционное дифференцирующее звено и про-
изводит дифференцирова-
ние с некоторым искаже-
нием, которое определяет-
ся величиной постоянной
времени Тэ. Если к та-
хогенератору предъявляет-
ся требование дифферен-
цирования без искажения,
то постоянная времени
должна быть сведена до
минимума, при котором
тахогенератор можно было
бы практически считать
безынерционным дифферен-
цирующим звеном. Работа
такого идеального тахогенератора описывается уравнением
_. d0
Lt »
у dt
(3.43)
его переходная характеристика представлена на рис. 3.11,6.
Существенное уменьшение Тэ можно достигнуть при использовании
в качестве тахогенераторов постоянного тока машин с полым
немагнитным ротором (якорем) или с дисковым, у которых, как
указывалось, мала индуктивность обмотки якоря.
Если в качестве входного сигнала тахогенератора рассматривать
скорость вращения ротора (a>=dQ/dt), то передаточная* функция
W)=—=-v4r (3.44)
со Тэр±1
В этом случае тахогенератор является апериодическим звеном
первого порядка.
Аналогично можно провести исследование динамических харак-
теристик асинхронного тахогенератора. У этого тахогенератора актив-
нее сопротивление ротора значительно больше, чем у выходной гене-
раторной обмотки статора. Электромагнитная постоянная времени
обмотки ротора значительно меньше, чем генераторной обмотки
статора, и при анализе переходных процессов ею можно пренебречь.
Тогда динамические свойства асинхронного тахогенератора с актив-
ным сопротивлением нагрузки описываются уравнениями, аналогич-
ными (3.40) — (3.44), с учетом особенностей переходных электромаг-
нитных процессов в цепях переменного тока.
Вращающиеся части тахогенераторов создают дополнительный
момент инерции для исполнительных микродвигателей, с валом
которых они связаны. Поэтому для уменьшения электромеханической
постоянной времени системы исполнительный микродвигатель —
тахогенератор и тем самым увеличения ее быстродействия следует
применять тахогенераторы с роторами в виде полого стакана или
диска, обладающими малым моментом инерции.
§ 3.6. ПРИМЕНЕНИЕ ТАХОГЕНЕРАТОРОВ
По назначению тахогенераторы можно подразделить на три основные
группы:
1) тахогенераторы как указатели скорости. Могут использоваться
наименее точные тахогенераторы постоянного и переменного тока;
2) тахогенераторы как датчики ускоряющих и замедляющих
сигналов обратной связи в системах автоматического регулирова-
ния и как элементы системы стабилизации скорости вращения.
Допускается использовать тахогенераторы постоянного тока и асин-
хронные классов точности 0,54-1;
3) тахогенераторы как элементы автоматических вычислительных
устройств для решения задач дифференцирования и интегрирования
функций. Используются тахогенераторы постоянного тока и асин-
хронные наивысших классов точности 0,05ч-0,2.
Рассмотрим некоторые примеры использования тахогенераторов
в устройствах радиоэлектроники, автоматических вычислительных
приборах и др.
Тахогенератор как указатель скорости
На рис. 3.12 показана схема установки для отжига спирализо-
ванной вольфрамовой проволоки, используемой в спиральных подо-
гревателях электронных ламп. Проволока, предназначенная для
отжига, сматывается с тормоза и проходит через водбродную печь,
где нагревается до необходимой температуры при пропускании через
нее электрического тока. Механизм намотки и раскладки проволоки
приводится в движение электродвигателем постоянного тока П11.
Регулирование скорости движения проволоки осуществляется изме-
нением напряжения на зажимах якоря приводного двигателя TI
с помощью автотрансформатора ЛАТР.
Одним из факторов, определяющих качество отжига, является
скорость протягивания проволоки в среде водорода. Для обеспечения
непрерывного контроля этой
скорости в установке применен
тахогенератор постоянного тока
ТГП-3. Якорь тахогенератора
механически связан с Налом
приводного двигателя П11.
Выходное напряжение тахоге-
нератора подается на вольтметр
постоянного тока V, шкала ко-
торого проградуирована в
единицах линейной скорости.
По показанию этого вольтметра
оператор имеет возможность
непрерывно контролировать и в
случае необходимости регули-
ровать скорость протягивания
проволоки.
Рис. 3.12. Схема установки для от-
жига проволоки
Тахогенератор как элемент системы стабилизации
скорости вращения
Рассмотрим работу привода антенны радиолокационной станции
в режиме кругового вращения с постоянной скоростью. Схема приво-
да (рис. 3.13) состоит из исполнительного двигателя постоянного
тока с якорным управлением ДДП, приводящего во вращение антен-
Рис. 3.13. Структурная схема
привода антенны радиолокацион-
ной станции
ну А, асинхронного тахогенератора
АТ Г, механически связанного с валом
ЯДИ, и двух усилителей: электронного
ЭУ и электромашинного ЭМУ. Зада-
ющим- элементом является делитель
напряжения R, питающийся от источ-
ника переменного тока.
Привод работает следующим об-
разом. Необходимая скорость враще-
ния задается^ соответствующей вели-
чиной базового напряжения U6. Это
напряжение через элемент сравнения
С поступает на вход усилителя ЭУ.
После усиления в ЭУ и ЭМУ напря-
жение t/y подается на обмотку управ-
ления исполнительного двигателя, об-
мотка возбуждения которого постоян-
но подключена к источнику напря-
жения UB. Ротор двигателя начинает вращаться и поворачивать
антенну А и ротор тахогенератора АТГ. Выходное напряжение
тахогенератора UT сравнивается в узле С с базовым напряжением U6
и на выходе усилительного каскада устанавливается постоянное зна-
чение Uy, определяемое величиной напряжения рассогласования Up.
Ротор ИДЛ и антенна непрерывно вращаются с постоянной ско-
ростью.
Фазирование напряжений U6 и UT произведено таким образом,
что увеличение Ur приводит к уменьшению напряжения рассогласо-
вания Up. Следовательно, любое изменение скорости вращения ротора
двигателя ИДп и антенны вызовет такое изменение напряжений Ur
и Up и соответственно напряжения Uy, что скорость будет стре-
миться к исходному значению. Применение тахогенератора для обрат-
ной связи позволило стабилизировать скорость вращения антенны.
Тахогенератор как элемент автоматического
вычислительного устройства
Рис. 3.14. Структурная схема
дифференцирующего устрой-
ства с . асинхронным тахо-
генератором
Тахогенераторы применяют в дифференцирующих, интегрирующих
и сглаживающих электромеханических счетно-решающих приборах.
Такие приборы используют обычно для преобразования сравнительно
медленно изменяющихся функций, когда можно пренебречь собствен-
ными постоянными времени элементов
схемы. К приборам этого класса
предъявляют ряд требований, кото-
рым не удовлетворяют электрические
или электронные дифференцирующие,
интегрирующие и сглаживающие
устройства, основанные на примене-
нии омическо-емкостных и омическо-
индуктивных контуров. Эти требо-
вания состоят в следующем:
а) выполнение с высокой точностью
необходимых операций при значи-
тельной продолжительности процесса;
б) непосредственное использова-
ние угловых перемещений в качестве
входных сигналов;
в) малая чувствительность к ко-
лебаниям напряжения питающей
сети.
На рис. 3.14 показана схема дифференцирующего устройства, удов-
летворяющего перечисленным требованиям. Оно содержит задающий
элемент, в качестве которого применен асинхронный тахогенера-
тор АТГ, отрабатывающий каскад, элемент сравнения С и расшиф-
ровывающую следящую систему. Отрабатывающий каскад состоит
из линейного поворотного трансформатора ЛПТ, выходное напря-
жение которого прямо пропорционально углу поворота ротора
(принцип работы ЛПТ рассмотрен в § 5.5), и масштабного эле-
мента М, согласовывающего масштабы задаваемой и отрабатываемой
величин. Следящая система состоит из электронного усилителя ЭУ
и исполнительного двигателя с редуктором ИД. Сигнал на усилитель
поступает от элемента сравнения С, а выходное напряжение подается
на обмотку управления ИД. Вал исполнительного двигателя механи-
чески связан с ротором ЛИТ.
При вводе независимой переменной X, задаваемой в виде угла
поворота ротора АТ Г, на выходе последнего образуется напряже-
ние U1PX, пропорциональное напряжению питания и скорости вра-
щения ротора тахогенератора рХ.
На выходе отрабатывающего каскада напряжение равно (ДУД,
где У — угол поворота ротора ЛИТ', К — масштаб элемента М. Если
напряжения Ъ\рХ и ИД'К не равны между собой, то в узле сравнения
образуется напряжение рассогласования, поступающее на вход усили-
теля. Усиленное напряжение подается на ИД, который поворачивает
ротор ЛИТ. Поворот происходит до полной компенсации, т. е. до тех
пор, пока не устанавливается равенство
и1РХ=1ДТК. (3.45)
Напряжение рассогласования становится равным нулю и отра-
ботка угла прекращается. Из (3.45) получаем
(3.46)
где — масштаб производной.
На основании уравнения (3.46) можно утверждать, что угол
поворота ротора ЛИТ автоматически устанавливается пропорциональ-
ным производной от переменной X.
ГЛАВА ЧЕТВЁРТАЯ
СЕЛЬСИНЫ
§ 4.1. ОбЩИЕ. СВЕДЕНИЯ И КЛАССИФИКАЦИЯ
Сельси нами* называют электрические микромашины, обла-
дающие способностью самосинхронизации и применяемые в индукци-
онных системах синхронной связи в качестве датчиков и приемников.
Индукционные устройства синхронной связи служат для передачи
на расстояние углового перемещения или линейного, преобразованного
в угловое. При этом между устройством, задающим угол (датчиком),
и устройством, принимающим передаваемую величину (приемником),
существует только электрическая связь. Эту электрическую связь
между датчиком и приемником называют линией связи. Передача
угловой величины в такой системе происходит синхронно, синфазно
и плавно.
Используемые в индукционных системах синхронной связи сельси-
ны и сами системы можно подразделить на две группы: трехфазные
силовые и однофазные.
Трехфазные сельсины применяют в схемах электри-
ческого вала, где необходимо строго синхронное и синфазное враще-
ние двух двигателей, удаленных друг от друга. В таких схемах сель-
син работает и как датчик, и как приемник.
Однофазные сельсины могут работать в двух основных
режимах:
индикаторном, когда датчик поворачивается принудительно,
а приемник устанавливается в согласованное с датчиком положение
под воздействием собственного синхронизирующего момента;
трансформаторном, когда датчик поворачивается принудительно,
а приемник вырабатывает напряжение, являющееся функцией угла
рассогласования.
Для обоих режимов возможны следующие схемы:
а) парная: датчик — приемник;
б) многократная: датчик — несколько приемников;
в) дифференциальная: два датчика — приемник.
Однофазный сельсин может работать как в индикаторном, так и
в трансформаторном режимах в качестве датчика и приемника. Однако
в виду специфичности предъявляемых требований выпускаемые
сельсины предназначаются для конкретного режима работы.
Основные требования, предъявляемые ко всем однофазным
сельсинам:
* Слово «сельсин» происходит от двух английских слов self sinchroniring.
что означает самосинхронизирующийся.
1) высокая статическая и динамическая точности. Статическая
точность определяется величиной ошибки передачи угла в режиме
медленного поворота, а динамическая — в режиме непрерывного
вращения; .
2) способность к самосинхронизации в пределах одного оборота, т. е.
свойство системы на сельсинах занимать только одно устойчивое
согласованное положение в пределах оборота;
3) сохранение свойства самосинхронизации при высоких скоростях
вращения.
Для обеспечения этих требований индикаторные сельсины должны
развивать наибольшие удельный и максимальный синхронизирующие
моменты и иметь минимальное время успокоения ротора приемника.
Трансформаторные сельсины должны обладать максимально воз-
можным удельным выходным напряжением при заданном сопротив-
лении нагрузки и минимальным выходным сопротивлением приемника.
Кроме этого, в зависимости от условий применения к сельсинам
предъявляются требования, изложенные в § В. 2.
§ 4.2. КОНСТРУКЦИЯ ОДНОФАЗНЫХ СЕЛЬСИНОВ
Рис. 4.1. Схемы контактного сельсина:
а — электрическая, б — конструктивная: / — ста-
тор; 2 — обмотка синхронизации; 3 — ротор;
4 — обмотка возбуждения; 5—обмот-
ка; 6 — контактные кольца
Однофазные сельсины по конструкции и наличию скользящего
контакта можно подразделить на контактные и бесконтактные.
Контактные се л ьси ны(рис. 4.1,а) состоят из двух частей:
статора и ротора. На статоре (или на роторе) располагают однофазную
обмотку возбуждения 03,
на роторе (или на стато-
ре) — обмотку синхрониза-
ции ОС. Конструктивно они
подобны синхронным ма-
шинам с электромагнитным
возбуждением.
У однофазных сельси-
нов обмотку синхрониза-
ции выполняют по типу
трехфазной, т. е. три от-
дельных обмотки смещены
в пространстве на 120° и
•соединены в звезду, а
наводимые в ней э. д. с.
и токи, проходящие по ее
отдельным обмоткам, имеют
одну и ту же временную
фазу. Поэтому правильнее
трехлучевой.
Обмотку синхронизации всегда выполняют распределенной. Об-
мотку возбуждения можно сделать и распределенной, и сосредото-
ченной. Так как в случае распределенной обмотки характеристика
момента имеет меньшую крутизну, то в сельсинах, предназначенных
было бы называть обмотку синхронизации
для индикаторного режима, предпочтительнее применять сосредото-
ченную обмотку возбуждения.
Число пар полюсов в сельсине выбирают равным единице (р — 1),
чтобы получить самосинхронизацию в пределах одного оборота.
Обмотка возбуждения сельсина создает пульсирующий магнитный
поток. ЭтОт поток, проходя по магнитопроводу сельсина, пересекает
лучи обмотки синхронизации и наводит в них э. д. с., зависящие от
угла поворота ротора. Так как при повороте ротора взаимоиндук-
тивность между обмоткой возбуждения и обмоткой синхронизации
Рис. .4.2. Схема конструкции бесконтактного сельсина с унипо-
, лярным возбуждением
плавно изменяется по закону косинуса, то в лучах обмотки синхро-
низации наводятся э. д. с., пропорциональные косинусу угла пово-
рота ротора.
У некоторых сельсинов имеется демпферная обмотка ОД, распо-
ложенная перпендикулярно обмотке возбуждения.
Принцип работы сельсина не зависит от места расположения каждой
из обмоток: на статоре или на роторе. Однако наибольшее распрост-
ранение получили сельсины с обмоткой возбуждения на роторе и об-
моткой синхронизации на статоре (рис. 4.1,6). У них меньше контакт-
ных колец и щеток, что обеспечивает более высокую надежность, мень-
ший момент трения и объем сельсина. В цепи передачи сигнала (линии
связи обмоток сихронизации) отсутствуют скользящие контакты. При
такой конструкции проще выполнить на роторе демпферную обмотку.
Наличие скользящих контактов значительно снижает надежность
контактных сельсинов. Поэтому стали больше использовать бес-
контактные сельсины:
а) с униполярным возбуждением ротора со стороны статора;
б) с переходным кольцевым трансформатором.
В бесконтактном сельсине с униполярным возбужде-
нием контактный подвод тока к ротору заменен бесконтактным под-
водом магнитного потока [131. На рис. 4.2 представлена схема конструк-
ции такого бесконтактного сельсина.
На статоре расположен пакет основного магнитопровода 1, в пазах
которого находится трехфазная обмотка синхронизации 2. Обмотка
возбуждения 3, выполненная в виде двух кольцевых катушек, также
размещена на статоре. По краям статора расположены два кольцевых
магнитопровода 4. Они магнитно замыкаются между собой пакетами
внешнего магнитопровода 5, которые запрессованы в цилиндрический
корпус сельсина 6.
Основной и кольцевые магнитопроводы набраны из изолированных
листов электротехнической стали, шихтованных по поперечной оси
сельсина. Чтобы каждый лист не был короткозамкнутым витком на пути
основного потока возбуждения, вводимого по продольной оси, в одном
месте он имеет радиальный разрез. Сборка листов в пакет веерная, что
обеспечивает равномерную магнитную проводимость пакетов по любой
оси. Пакеты внешнего магнитопровода шихтованы по продольной
оси сельсина. Ротор сельсина 7 состоит из двух пакетов, разделенных
немагнитным промежутком 8. Каждый пакет собран из изолированных
листов электротехнической стали, причем плоскости листов ротора
параллельны продольной оси сельсина. Немагнитный промежуток —
обычно пластмасса, в которую запрессованы листы обоих пакетов
ротора. Иногда в качестве немагнитной прослойки применяют сплав
силумин.
Принцип действия бесконтактного сельсина легко понять, про-
следив путь магнитного потока Ф.
Пусть в данный момент времени ток в обмотке возбуждения 3
протекает так, как показано на рис. 4.2. Тогда магнитный поток будет
направлен слева направо. Поток, выйдя из точки А, встречает на пути
немагнитный промежуток 8, меняет направление и через воздушный
зазор входит в пакет магнитопровода 1, проходит по нему путь 180°
и через воздушный зазор 62 попадает в правый пакет ротора. Отсюда
поток через зазор 6g входит в правый кольцевой магнитопровод 4. Далее
поток по пакетам внешнего магнитопровода 5 проходит в левый коль-
цевой магнитопровод 4 и, пройдя через воздушный зазор б4, вновь
поступает в левый пакет ротора, где и замыкается в точке А. Проходя
по основному магнитопроводу 1, поток возбуждения сцепляется
с обмоткой синхронизации и наводит в ней э. д. с.
При повороте ротора с ним поворачивается и магнитный поток, т. е.
потокосцепление обмотки синхронизации с потоком возбуждения
изменяется по тому же закону, что и у контактного сельсина. Поэтому
работа этих сельсинов в системах синхронной связи не имеет принци-
пиальных отличий от работы контактных сельсинов.
Сравнивая по рис. 4.1, би 4.2 пути магнитных потоков в контактном
и бесконтактном сельсинах, нетрудно заметить, что у бесконтактного
сельсина магнитный поток преодолевает в два раза больше воздушных
зазоров. Для преодоления воздушного зазора затрачивается значи-
тельная часть м. д. с. обмотки возбуждения, поэтому у бесконтактных
сельсинов обмотка возбуждения по габаритам и весу больше, чем
у контактных, выполненных на тот же полезный момент. Магнитопровод
в бесконтактных сельсинах также имеет большие габариты и вес, чем
в контактных.
В табл. 4.1 для сравнения приведены некоторые данные двух типов
бесконтактных серии БС и контактных серии НСсельсинов-приемнико,
Таблица 4.1
Параметры БС-404 НС-4 04 БС-501 НС-501
Удельный момент, Н-м/град 4-10-4 10-10-4 35-10—4 50 • 10_4
Вес на единицу удельно- го момента кГ/(Н-м/град) . 3000 800 1140 570
Мощность возбуждения на единицу удельного мо- мента, ВА/(Н-м/град) . . 12,4-10* 3,Ы0« 4,2-104 1,66-104
имеющих соответственно одинаковые габаритные размеры (частота
напряжения 50 Гц).
На рис. 4.3' изображен бесконтактный сельсин с униполярным
возбуждением типа БС-404 в разобранном виде.
Бесконтактные сельсины с переходными трансформаторами 126]
состоят из двух частей: машинной и трансформаторной, связанных
Рис.. 4.3. Бесконтактный сельсин с униполярным
, возбуждением:
1 — пакет основного магнитопровода; 2 — обмотка синхро-
низации; 3 — обмотка возбуждения; 4 — кольцевой магнн-
топровод; 5 — пакеты внешнего магнитопровода; 6 — кор-
• пус; 7 — ротор
только электрически (рис. 4.4). Машинная часть не отличается от кон-
тактного сельсина. На статоре 1 расположена обмотка синхронизации 2,
на роторе 3 — обмотка возбуждения 4 (иногда и демпферная). Транс-
форматорная часть представляет собой двухобмоточный кольцевой
трансформатор. Обмотки статора 5 с ферромагнитным сердечником 6
и ротора 7 с ферромагнитным сердечником 8 выполнены в виде со-
средоточенных катушек, магнитные оси которых совпадают с направ-
лением вала. Вследствие концентричного расположения при повороте
ротора взаимоиндуктивность обмоток не меняется. При подаче
на зажимы статорной обмотки трансформатора переменного одно-
Рис. 4.4. Схема конструкции бесконтакт-
ного сельсина с переходным кольцевым
трансформатором
фазного напряжения сего роторной обмотки снимается неизменное по
амплитуде вторичное напряжение. Это напряжение по проводам
подается на обмотку возбуждения машинной части. Таким образом
удается устранить скользящие контакты.
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 транс-
форматора длина бесконтакт-
ного сельсина больше.
У бесконтактных сельси-
нов более сложная конструк-
ция и несколько выше стои-
мость. Однако высокая на-
дежность этих сельсинов оку-
пает их недостатки. Кроме
того, бесконтактные сельсины
имеют меньший момент трения
на валу, чем контактные.
Дифференциальные
ренных однофазных контактных сельсинов только тем, что у них-на
статоре и роторе обмотки трехлучевые.
сельсины отличаются от рассмот-
§ 4.3. ИНДИКАТОРНЫЙ РЕЖИМ РАБОТЫ СЕЛЬСИНОВ
Для передачи на расстояние информации о положении какого-либо
регулирующего органа: клапана, заслонки вентиля и т. д ., наиболее
удобны сельсины, работа-
Рис. 4.5. Схема однофазных сельсинЬв в ин-
дикаторном режиме
ющие в индикатор-
ном режиме. Осо-
бенно, когда подход к регу-
лирующему органу небез-
опасен и показания пере-
даются на пульт управле-
ния. При этом сельсин-
приемник, как правило,
не должен иметь момента
сопротивления на валу, с
его ротором связана только
стрелка, указывающая
величину передаваемого
угла.
Обычно в индикаторном
режиме работают два сельсина одного типа: датчик СД и прием-
ник СП. На рис. 4.5 представлена схема однофазных сельсинов,
работающих в индикаторном режиме. Обмотки возбуждения сельсинов
подключаются к однофазной сети переменного тока. Обмотки
синхронизации соединены между собой линией связи строго соответ-
ственно.
Обмотки возбуждения сельсина-датчика и сельсина-приемника
создают в магнитных системах сельсинов пульсирующие магнитные
потоки Фв. Оба потока в силу идентичности сельсинов по величине
одинаковы. Если магнитная цепь машины не насыщена и распределение
индукции вдоль зазора синусоидально, то под действием пульсирую-
щих магнитных потоков в лучах обмоток синхронизации возникнут
э. д. с., зависящие от косинуса угла поворота ротора. Эти э. д. с. для
сельсина-датчика:
•^д! ^max OOS 0Д,
Ёд2=Ётах соз(0д — 120°);
Ёд3=Ётахсоз(0д-24О°),
(4.1)
где 0д — угол поворота ротора сельсина-датчика от согласованного
положения (за согласованное положение примем такое, когда луч
обмотки синхронизации сельсина-датчика, в котором наводится э. д. с.
Ед1, соосен с обмоткой возбуждения); Етах— наибольшее действую-
щее значение э. д. с. в луче обмотки синхронизации, соответствующее
совпадению осей луча обмотки синхронизации и обмотки возбужде-
ния; Ед1, Ед2, Ед3 — э. д. с. соответствующих лучей обмотки синхро-
низации сельсина-датчика.
По аналогии можно записать выражения э. д. с. для сельсина-
приемника
l-nl = ^max COS ®п»
En2=Fmaxcos(0n-12O°); (4‘2)
^пЗ — Дпах COS (0П — 240°).
Так как все э. д. с. в уравнениях (4.1) и (4.2) имеют одинаковую
временную фазу (однофазная система), то далее вместо векторов
будем оперировать скалярными величинами.
Угол рассогласования равен разности между углами поворота
ротора датчика и приемника:
0=0Л — 0П. (4-3)
Если 0=0, т. е. 0Д=0П, то
^Д1 = -^П1> ^Д2=^П2> ^ДЗ=^пЗ*
Э. д. с. луча датчика в контуре направлена встречно э. д. с. со-
егветствующего луча приемника и ток в линии связи
/= (4.4)
2Z
где Z — полное сопротивление луча одного сельсина.
В этом случае отсутствует момент взаимодействия ротора с по-
током статора и сельсины находятся в покое.
При 0=И=О между соответствующими лучами датчика и приемника
возникают э. д. с., равные разности э. д. с. датчика и приемника.
Обозначим эти э. д. с. соответственно £'1, Е<>, Е3. Тогда для 0Д^0П, учи-
тывая (4.1) — (4-3), можно записать:
£1=£д1 —£и1=2£тах5;п^0д —;
£г=^Д2 £пг==2.Е'гпах sin ^6д — 120°-sin — ; .
Е3~Еа3 Еп3=2Етах sin ^0Д +120°-----—sin —.
Пренебрегая сопротивлениями линии связи, найдем токи
мотках синхронизации и линии связи: '
Л ==-f£= /max sin — — 'l sin —;
2Z ( д 2 / 2
/2=^= 2max sin f0Д - 120° - 4) sin 4;
/3 = -^= /max Sin (0Д + 120° - I) sin | ,
(4-5)
в об-
(4.6)
где /max=^max7^ — наибольшее действующее значение тока.
Токи, проходящие по обмоткам синхронизации, взаимодействуя
с пульсирующими потоками обмоток возбуждения, создают вращаю-
щие моменты, направленные в датчике и приемнике навстречу
друг другу и стремящиеся свести к нулю угол рассогласования 0.
У равнения (4.6) подтверждают свойство самосинхронизации,
так как токи в обмотках синхронизации, а следовательно, и мо-
менты, ими порождаемые, при 0=0 обращаются одновременно
в нуль.
Для нахождения величины синхронизирующего момента сельси-
нов, работающих в индикаторном режиме, воспользуемся методом
двух реакций, т. е. разложим м. д. с. трехфазной обмотки на две
составляющие по осям: продольной d, совпадающей с осью обмотки
возбуждения, и поперечной q—ей перпендикулярной.
Токи /1? /2, 13, протекая по лучам обмоток синхронизации дат-
чика и приемника, создают в них м. д. с. Flt F%, F3, совпадающие
по направлению с осями этих обмоток. Продольная составляющая
м. д. с. обмотки синхронизации датчика
/?ДЙ=/?Д1СО8 0Д+ГД2СО8(0Д- 12Оо) + /?д8со5(0д+12О°). (4.7)
Поперечная составляющая м. д. с. обмотки синхронизации дат-
чика
ЕД1,=РД1 sin + sin (0Д—120°)+Fa3 sin (0д+ 120°). (4.8)
М. д. с. луча обмотки синхронизации датчика или приемника
на два полюса (удвоенное амплитудное значение первой гармоники
пространственной волны м. д. с.)
F=l,8Iwko6, (4.9)
где ko6—обмоточный коэффициент; w — число витков луча обмотки
синхронизации.
Подставив в уравнения продольной и поперечной м. д. с. (4.7)
и (4.8) значения м. д. с. отдельных обмоток, определенные по (4.9)
с учетом (4.6), получим
^Дй=— у Fmax (1 — cos 0); (4.10)
Fmaxsine, (4.11)
где Fmax 1,
Аналогично можно записать для приемника:
^=--ртах(1-со8 0); (4.12)
АП9= —уАгаахз1п0. (4.13)
Продольная составляющая м. д. с. обмотки синхронизации как
датчика, так и приемника, уменьшает основное поле машины,
о чем свидетельствует «минус» в уравнениях (4.10) и (4.12). Размаг-
ничивающее действие продольной составляющей невелико, особенно
при малых углах рассогласования. Например, при угле рассогла-
сования 0=15°
Fnd=Pnd=-уЛпахО -cos 15°)=—0,026Fmax,
т. е. размагничивающее действие продольной составляющей не пре-
вышает 3%Атах.
Полная -м. д. с. по продольной оси сельсина F?d равна сумме
двух м. д. с.: обмотки возбуждения FB и обмотки синхронизации Fd:
Fxd=FB + Fd. (4.14)
Магнитный поток, создаваемый по продольной оси,
®d=F^d, (4-15)
где Ad — магнитная проводимость по оси d.
Поперечная составляющая м. д. с. обмотки синхронизации как
датчика, так и приемника создает магнитный поток поперечной
реакции
где Л? — Магнитная проводимость по оси q.
Синхронизирующий момент сельсинов создается в основном
в результате взаимодействия потока Фй с поперечными составляю-
щими токов обмотки синхронизации, образующими м. д. с. F .
Различные знаки в уравнениях поперечных м. д. с. (4.11) и (4.13)
означают, что синхронизирующие моменты в датчике и приемнике
имеют противоположные направления, что подтверждает условие
самосинхронизации сельсинов в пределах одного оборота.
Мгновенное значение синхронизирующего момента
mc=C^dfg=C [Фй sin ю/jFmax sin (ю/ — ф) sin 0]=
=у сФ^Лпах cos Ф Sin 6-^сФ<Апах cos (2«rf — Ф) SIH 0, (4.17)
где <Pj, ft, — мгновенные значения потока и м. д. с. Fg, с—кон-
структивный коэффициент; ф — временной угол сдвига между век-
торами потока Фй и м.д. с. Fmax.
Рис. 4.6. Векторная диаграмма обмотки синхрони-
зации сельсина (а) и кривая синхронизирующего
момента (б)
На рис. 4.6, а представлена векторная диаграмма обмотки син-
хронизации сельсина.
Среднее значение синхронизирующего момента 7ИС равно первому
члену правой части уравнения (4.17), так как среднее за период
значение второго члена равно нулю.
Полагая, что временной угол сдвига ф, поток Фй и м. д. с. 7тах
от угла 0 не зависят, можно записать
Mc=Mcmix sin 0, (4.18)
где
Мстях=^сФй71пахсо5ф. (4.19)
На рис. 4.6, б (сплошная линия) представлена зависимость син-
хронизирующего момента Мс от угла рассогласования 0 при р=1.
Зависимость 7Ис=/(0), как это следует из уравнения (4.18), пред-
ставляет собой синусоиду. В реальных сельсинах форма кривой
Л4с=/(0) отличается от синусоидальной, так как величины Фй и ф
изменяются при изменении 0, особенно при больших углах рассо-
гласования. Это объясняется размагничивающим действием продоль-
ной составляющей м. д. с. обмотки синхронизации и зависимостью
параметров обмотки синхронизации от угла поворота. Кроме того,
появляется дополнительный момент взаимодействия потока Ф7
и м. д. с. Fd. Важно отметить, что момент 7ИС не зависит от кон-
кретного углового положения датчика, а определяется только углом
рассогласования.
График зависимости синхронизирующего момента от угла рас-
согласования показывает, что сельсин имеет две точки согласован-
ного положения (0=0; 0=180°). В этих точках момент равен нулю
и, казалось бы, это противоречит основному свойству сельсинов —
самосинхронизации в пределах одного оборота. Но эти положения
не равнозначны: одно из них соответствует устойчивому равновесию
0=0, другое — неустойчивому 0=180°. Рассмотрим это на примере
двух магнитов.
Если между двух полюсов магнита поместить другой магнит,
то можно указать два положения, при которых момент равен нулю:
1) когда магнит обращен к другому разноименными полюсами
(устойчивое равновесие) и 2) когда магнит обращен к другому
одноименными полюсами (неустойчивое равновесие).
При числе пар полюсов р>1 число точек устойчивого равнове-
сия равно р (например, 0=0 и 180° при. р=2; пунктирная линия
на рис. 4.6, б) и передача угла неоднозначна.
Важнейшей характеристикой сельсина является удельный син-
хронизирующий момент. Под ним понимают величину синхронизи-
рующего момента, приходящегося на один градус угла рассогласо-
вания в начале характеристики, т. е. удельный синхронизирующий
момент есть крутизна начального участка угловой характеристики:
^УД
' Д7ИС\
, де /био
или Л/1уд=
dMc\
dQ /е=о
(4.20)
В случае однотипных датчика и приемника величину удельного
момента можно определить по формуле
Мт, Н-м/град=20,8-10~4—, (4.21)
где Rq, Xq — активное и индуктивное сопротивления обмотки син-
хронизации по поперечной оси; f — частота напряжения сети.
В индикаторном режиме передача угла происходит со статиче-
ской угловой погрешностью. При работе без нагрузки погрешность,
вызванная собственным моментом трения. Л'1Т сельсина-приемника,
является основной и характеризует величину зоны нечувствитель-
ности приемника, в пределах которой ротор приемника может за-
нять любое положение при одном и том же положении датчика.
Величина этой зоны определяется отношением собственного момента
трения сельсина-приемника к удельному синхронизирующему мо-
менту (рис. 4.6, б):
В, град=Л4т//ИуД (4.22)
и она тем уже, чем больше величина /Иуд.
У сельсинов различных размеров удельный синхронизирующий
момент равен (1=50)-10—4 Н-м/град.
В зависимости от величины статической погрешности А0 сель-
сины, работающие в индикаторном режиме, подразделяют на четыре
класса точности. У сельсинов высшего класса точности статическая
погрешность не превышает ±30', у сельсинов низшего класса до-
стигает ±90' [18].
Для всех классов точности погрешность приемника значительно
больше погрешности датчика. Погрешность датчика обусловлена
в основном технологическими факторами (асимметрия обмоток, не-
равномерность магнитной проводимости по осям и т. д.), а на по-
грешность приемника дополнительно влияют моменты трения
в подшипниках и в контактном узле щетки — кольца, момент
статического небаланса ротора, зубцовые реактивные моменты и т. д.
В процессе эксплуатации на точность передачи влияют колеба-
ния напряжения и частоты питающей сети и сопротивление линии
связи сельсинов.' Уменьшение напряжения и увеличение частоты
Рис. 4.7. Схема сельсинов при многократном
приеме
приводят к уменьшению потока возбуждения ФЛ. Увеличение рас-
стояния между сельсинами и сопротивления линии связи снижает
величину тока в обмотках синхронизации и м. д. с. jFmax. Как видно
из (4.19), в обоих случаях уменьшается синхронизирующий момент
и точность передачи. Резкое снижение точности передачи наступает
при появлении момента нагрузки на валу приемника (рис. 4.6,6,
7Ист=Л1т±Л1наГр).
В ряде случаев "сельсины в индикаторном режиме работают при
непрерывном вращении. Синхронизирующий момент, называемый
при этом динамическим, является функцией скорости вращения,
так как э. д. с. вращения, наводимая в обмотках синхронизации,
снижает его величину. Значение динамического синхронизирующего
момента Л4С. дин, развиваемого сельсином-приемником, можно найти
по эмпирической формуле [4]
Мс. дин=Мс max sin 0 cos , (4.23)
где ю — скорость вращения ротора приемника; Л4стах — максималь-
ный статический синхронизирующий момент.
Динамический синхронизирующий момент при малых углах рас-
согласования (0<5°) и скорости от нуля до 0,2 синхронной, соот-
ветствующей данной частоте, практически равен статическому.
Дальнейшее увеличение скорости приводит к существенному умень-
шению динамического синхронизирующего момента.
Иногда требуется передать на расстояние угловую величину
не в одно, а в несколько мест. Например, когда положение какого-
либо регулирующего органа необходимо передать на главный пульт
управления и местные наладочные Пульты и т. д. Тогда к одному
датчику подключают несколько сельсинов-приемников. Такой режим
называют многократным приемом (рис. 4.7).
Пусть к датчику подключено п однотипных с ним приемников.
Согласно (4.19) синхронизирующий момент пропорционален м. д. с.
Fmax, последняя в свою очередь пропорциональна току обмотки син-
Рис. 4.8. Схема индикаторного режима с компенсацией
момента датчика
хронизации /тах. Так как приемники подключены к датчику парал-
лельно, то синхронизирующий момент приемника будет в п раз
меньше момента датчика, поскольку
max = Ад шахМ*
В силу снижения моментов у сельсинов-приемников точность
передачи будет значительно снижена.
Для того чтобы сохранить синхронизирующий момент приемни-
ков, выбирают сельсин-датчик в п раз мощнее сельсинов-приемников,
т. е. сопротивление его обмотки синхронизации гд будет в п раз
меньше сопротивления обмотки синхронизации zn каждого сельсина-
приемника. В общем случае
<4'24)
где Л4уД.о — удельный момент при работе одного приемника от одно-
типного датчика;
ft
Для получения большей точности передачи угла сельсины-при-
емники выбирают одинаковыми и нагружают одинаковым моментом
сопротивления.
В рассмотренных схемах при синфазном питании датчиков и
приемников сельсин-датчик развивает момент, стремящийся вернуть
его ротор в исходное положение. В ряде автоматических устройств
синхронная передача угла должна происходить при незначительном
синхронизирующем моменте на валу сельсина-датчика. Например,
если ротор сельсина-датчика механически связан с чувствительным
органом прибора и синхронизирующий момент датчика сказывается
на точность самого прибора. Для компенсации этого момента в цепь
обмотки возбуждения сельсина-приемника включают фазосдвигаю-
щий конденсатор С (рис. 4.8, а). Фазы магнитных потоков возбуж-
дения в СД и СП оказываются свинутыми на угол 0, что приводит
к снижению момента датчика (рис. 4.8, б).
§ 4.4. ТРАНСФОРМАТОРНЫЙ РЕЖИМ РАБОТЫ СЕЛЬСИНОВ
Для передачи углового перемещения или вращения на расстоя-
ние с преодолением значительного момента сопротивления исполь-
зуют трансформаторный режим работы сельсинов. При этом
по линии связи передается незначительный по мощности сигнал,
затем сигнал усиливается, приводит во вращение исполнительный
Рис. 4.9. Схема сельсинов в трансформаторном режиме
двигатель, который, перемещая объект, управления, одновременно
уменьшает угол рассогласования между сельсином-датчиком и сель-
сином-приемником.
На рис. 4.9 приведена схема сельсинов в трансформаторном
режиме. Обмотка возбуждения сельсина-датчика, как и в случае
индикаторного режима, подключена к питающей сети и служит для
создания в магнитной системе машины пульсирующего магнитного
потока. Обмотки синхронизации датчика и приемника соединены
между собой строго соответственно линией связи.
Обмотка возбуждения сельсина-приемника предназначена для вы-
работки сигнала (напряжения), зависящего от угла рассогласования
е=од —оп.
В трансформаторном режиме согласованным называют такое со-
стояние схемы, когда обмотка возбуждения сельсина-приемника
варанее повернута относительно обмотки возбуждения сельсина-
датчика на 90° (на рис. 4.9 сельсины изображены в согласованном
положении). Угол поворота ротора приемника 0П отсчитывается
от этого положения.
Пульсирующий магнитный поток обмотки возбуждения датчика
Фв индуктирует в лучах обмотки синхронизации э. д. с. Ел, Еп2 и
Ед8, которые могут быть определены по (4.1). Если пренебречь со-
противлением линии связи и считать, что сопротивления обоих
сельсинов одинаковы, т. е. Zn—Zn—Z, то под действием э. д. с.
в цепи' обмотки и линии связи возникнут токи
, е ‘
1 2Z л
р
/2=J^cos(e*-120°); } (4.25)
/s=_^cos(0*+12°o)-
Токи, проходя по лучам обмотки синхронизации приемника, соз-
дают в этих лучах м. д. с. Fnl, Fn2 и F^. Величина м. д. с. на пару
полюсов определяется по (4.9).
Результирующую м. д. с. можно найти по методу двух реакций.
Для этого определим продольную Еад и поперечную Fn„ составляю-
щие, проектируя м. д. с. Fnl, Fn2, Fn3 на продольную а и попереч-
ную (/ оси сельсина при повороте ротора приемника на угол 0П
от согласованного положения и ротора датчика на угол 0Д.
Продольная составляющая
Fnd=Fnl cos 0„+Fn2 cos (0„ - 120°) + FnS cos (8Л +120°),
или
Fucose, (4.26)
где
Аналогично поперечная составляющая
Fn,=—|Fmaxsin0. (4.27)
Результирующая м. д. с.
Fn=V FL + F^ = |Fmax. (4.28)
Как следует из (4.26) — (4.28), результирующая м. д. с. обмотки
синхронизации приемника представляет собой пространственный
вектор постоянной длины — Fmax, поворачивающийся в пространстве
на угол, равный углу рассогласования 0.
Знак «минус» в уравнении (4.27) свидетельствует о том, что
вектор результирующей м. д. с. вращается в противоположную сто-
рону по отношению к повороту ротора датчика (рис. 4.9).
Результирующая м. д. с. создает магнитный поток Фп, который
взаимодействует с обмоткой возбуждения сельсина-приемника и на-
водит в ней выходную э. д. с.
^вых—Ебых max sin.0.
(4.29)
где Свыхтах соответствует совпадению направления вектора резуль
тирующей м. д. с. с осью обмотки возбуждения сельсина-приемника
Фаза выходной э. д. с. меняется
дискретно на 180° через 180° угла
поворота ротора. На рис. 4.10
показана зависимость выходной
э. д. с. £[1ЫХ сельсина-приемника
от угла 0.
Для получения синусоидальной
зависимости £Вых=/(0) необхо-
димо:
а) чтобы индукция в воздушном
зазоре сельсина была распределе-
на строго по синусоидальному
закону. Это достигается путем
соответствующего выбора схем
обмоток статора и ротора, вели-
чины воздушного зазора, чисел пазов ротора и
тщательной технологии изготовления;
Рис. 4.10. График выходной э. д с.
в трансформаторном режиме
статора и при
б) выбирать неявнополюсную конструкцию сельсинов, чтобы
легче было избавиться от высших пространственных гармоник.
В трансформаторном режиме сельсины в зависимости от величи-
ны статической погрешности передачи углового перемещения
делятся на семь классов точности. У сельсинов высшего класса
точности статическая погрешность не превышает ±Г, у сельсинов
низшего класса достигает +30' [18]. Выпускаются в основном сель-
сины с максимальной погрешностью от ±5' до +30'.
Уменьшение максимально допустимых погрешностей сельсинов
в трансформаторном режиме по сравнению с индикаторным объяс-
няется тем, что точность работы сельсинов в трансформаторном
режиме определяется только их магнитной и электрической симмет-
рией, а не величиной паразитных моментов на валу.
Важной характеристикой сельсинов при работе в трансформа-
торном режиме является удельное выходное напряжение (7уд при
заданном сопротивлении нагрузки ZHarp, т. е. величина выходного
напряжения й/вых, приходящаяся на один градус угла рассогласова-
ния вблизи нуля. Удельное выходное напряжение характеризует
крутизну выходной характеристики в начале координат
, или UyR=№^\ , (4.30)
уд Д0 /е~о уд к 40 /е=о v ’
где
г*г г* 7 7 ^вых
вых £вых * вых^ВЫХ’ 7 >
. ^вых
’ 7
^нагр
4ыХ — ток в выходной цепи;
ZBhIX— сопротивление выходной обмотки приемника.
Чувствительность и точность работы сельсинов в трансформатор-
ном режиме тем выше, чем больше UyR. Это можно объяснить сле-
дующим образом. Технологические погрешности и разброс парамет-
ров датчика и приемника приводят к тому, что в согласованном
положении системы (6=0) на выходе приемника появляется доба-
вочное напряжение Д£/доб. Напряжение А{7доб имеет в общем случае
две составляющие: напряжение ошибки А77ОШ, совпадающее по фазе
с выходным напряжением С/вых, и остаточное напряжение At70CT,
сдвинутое по фазе на 90°. Напряжение ошибки может быть ском-
пенсировано выходным напряжением UBMX путем дополнительного
поворота ротора приемника на угол, при котором Ь‘вых=—А£/Ош.
Это значит, что исполнительный двигатель следящей системы по-
вернет объект управления и ротор приемника на угол 6П^6Д, т. е.
появится угловая ошибка
де=: .
^УД
Увеличение расстояния между сельсинами и сопротивления линии
связи обусловливает уменьшение тока в обмотках синхронизации,
снижение Евых и UyR (рис. 4.10). Изменение сопротивления нагрузки
в цепи выходной обмотки сельсина-приемника тоже сказывается
на величине UyR (рис. 3.8), так как меняется внутреннее падение
напряжения /ВЬ1Х2ВЫХ и реакция выходной обмотки на поток Фп,
а при емкостном характере нагрузки возможно явление резонанса
напряжений в выходной цепи. Кроме того, величина UyR прямо
пропорциональна амплитуде напряжения возбуждения датчика.
У современных сельсинов величина удельного выходного напряже-
ния при ZHarp>ZBbIX составляет (0,5-f2) В/град.
§ 4.5. СХЕМА ИНДИКАТОРНОЙ ПЕРЕДАЧИ
С ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНЫМ СЕЛЬСИНОМ
При решении ряда задач бывает необходимо автоматически скла-
дывать и вычитать угловые величины или, если в качестве углов
задавать логарифмы других величин, производить умножение и де-
ление. Для этого используют дифференциальный сельсин,
который в схемах служит либо приемником двух датчиков, либо
вторым датчиком.
На рис. 4.11 представлена схема индикаторной передачи с диф-
ференциальным сельсином ДС (заключен в пунктирную рамку). Об-
мотки возбуждения индикаторных сельсинов СДГ и СД2 подключены
к однофазной сети. Обмотка синхронизации СДХ соединена линией
связи со статорной обмоткой ДС; обмотка синхронизации СД.г —
с роторной обмоткой ДС также линией связи.
Рис. 4.11. Схема с дифференциальным сельсином
Рпс. 4.12. Пространственные диаграм-
мы магнитных потоков
Пусть система находится в исходном согласованном положении,,
т. е. 6д1=6д3=0п=О. Тогда под действием пульсирующего магнитного
потока, создаваемого обмоткой возбуждения СД1г .в обмотке синхро-
низации этого сельсина наведутся э. д. с. Дди, ДД12, Адгз- Так же
как в трансформаторном режиме,,
возникнут токи 7Д11, /д12, /д13,
которые, протекая по лучам
обмотки статора дифференци-
ального сельсина, создадут
результирующую м. д. с. статора
Fc, направленную (в данном
случае) по оси обмотки возбуж-
дения СДг.
Аналогичная картина будет
со стороны датчика СД2 и токи
^д2з> протекая по лу-
чам обмотки ротора диффе-
ренциального сельсина, созда-
дут результирующую м. д. с.
ротора Fp. Направление этой м.
мотки возбуждения СД2. А так как было принято, что оси обмоток
возбуждения СДР и СД2 совпадают, то направление м. д. с. Fc и
Ар также совпадает.
Под действием м. д. с. Fc и Fp в воздушном зазоре дифференциаль-
с. будет совпадать с осью об-
кого сельсина возникнут магнитные потоки Фс и Фр, направления
которых совпадут с направлением м. д. с. Fc и Fp. На рис. 4.12, а
представлена пространственная диаграмма потоков Фс и Фр при
6Л1 = 0Д2 = 0П=О.
Вращающий момент пропорционален векторному произведению
этих потоков. Поскольку угол между ними равен нулю, момент,
возникающий в дифференциальном сельсине, будет также равен нулю
и ротор сельсина будет находиться в покое.
Если теперь повернуть ротор сельсина-датчика СДг по часовой
стрелке на угол 0Д1, а сельсина-датчика СД2 против часовой стрелки
на угол 0д2, результирующие потоки Фс и Фр, как и в трансформа-
торном режиме, повернутся на эти же углы в противоположные
стороны: поток статора Фс на угол 0Д1 и поток ротора Фр на угол 0д2.
Пространственное расположение данных потоков показано на
рис. 4.12, б.
В результате взаимодействия потоков Фс и Фр в дифференциаль-
ном сельсине возникает синхронизирующий момент, который повер-
нет ротор ДС на угол 0п=0д1 + 0Д2- При этом потоки Фс и Фр опять
совпадут по направлению, и синхронизирующий момент исчезнет.
Таким образом, ротор дифференциального сельсина отработает сумму
углов сельсинов-датчиков СД2 и СДг.
Аналогичным образом можно показать, что если оба сельсина-
датчика повернуть в одну сторону, то угол поворота ротора диффе-
ренциального сельсина будет равен разности углов датчиков
(рис. 4.12, в).
§ 4.6. СХЕМА ИНДИКАТОРНОЙ ПЕРЕДАЧИ С УСИЛЕНИЕМ МОМЕНТА
Схема дистанционной передачи углового перемещения объектам
со значительным моментом сопротивления при использовании сель-
синов в трансформаторном режиме усложняется за счет усилителей
следящей системы. Специальные электрические микромашины —
совмещенные сельсины-двигатели позволяют осуществлять усиление
момента на приемном валу по сравнению с моментом на задающем
непосредственно в индикаторном режиме [13].
Сельсин-двигатель является комбинацией контактного или бес-
контактного сельсина и исполнительного асинхронного двигателя
с полым немагнитным ротором.
На рис. 4.13 изображена схема конструкции контактного сель-
сина-двигателя. Полый немагнитный ротор 1 размещен в расточке
между внешним статором 2, на котором расположена обмотка син-
хронизации, и внутренним статором 3, на котором расположена
обмотка возбуждения сельсина. Полый ротор 1 связан через за-
медляющий редуктор 4 с валом сельсина 5 и тем самым с объектом
управления и внутренним статором.
Схема (рис. 4.14) работает следующим образом. В качестве дат-
чика СД используют обычный сельсин, в качестве приемника СП—
сельсин-двигатель. При согласованном положении сельсинов магнит-
ные потоки возбуждения и синхронизации СП направлены по про-
Рис. 4.13. Схема конструкции совмещенного
сельсина-двигателя
(см. индикаторный режим в § 4.3).
Рис. 4.14. Схема синхронной связи
с совмещенным сильсином-двига-
телем
дольной оси. Результирующее поле совмещенной машины — пульси-
рующее, полый ротор неподвижен. Если задать на- сельсине-датчике
какое-либо угловое перемещение, то в сельсинах появляется попе-
речный магнитный поток, созданный поперечными составляющими
м.д. с. обмоток синхронизации 2
В совмещенном сельсине-двига-
теле теперь образуются два
магнитных потока Фй и Ф9,
имеющих пространственный и
временной (за счет емкости Q
сдвиги. Результирующее поле —
вращающееся. Полый ротор- 1,
как в обычном асинхронном
двигателе, начинает вращаться
и разворачивать на заданный
угол объект управления. Одно-
временно через редуктор повора-
чивается внутренний статор 3
сельсина-двигателя, уменьшая
рассогласование. Отработка
угла прекращается, когда угол рассогласования между сельсина-
ми станет равным нулю, так как результирующее поле СП вновь
станет пульсирующим.
Из изложенного ясно, что в совмещенном сельсине-двигателе
использован пространственный способ регулирования скорости испол-
нительных асинхронных двигателей. При такой схеме работы сельси-
нов удалось получить удельный синхронизирующий момент на вы-
ходном валу сельсина-приемника порядка 1 Н-м/град, что значи-
тельно превышает момент, развиваемый обычными сельсинами. Уси-
ление момента происходит за счет мощности, потребляемой обмоткой
возбуждения сельсина-двигателя из сети.
§ 4.7. ДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СЕЛЬСИНОВ
В ИНДИКАТОРНОМ РЕЖИМЕ
При работе в индикаторном режиме момент сопротивления на валу
сельсина-приемника имеет статическую 7ИСТ и динамическую Л1дпи
составляющие:
Мсопр=Мст+МДин. (4.31)
. Статический момент сопротивления состоит из собственного мо-
мента трения 714т (момента холостого хода) и момента нагруз-
ки 7Инагр.
Л1СТ=А1Т+А1нагр. (4.32)
Величина динамического момента определяется моментом инер-
ции ротора J и ускорением:
(4-33)
где 0 — угол поворота, ротора сельсина-приемника.
При ступенчатом изменении угла поворота ротора сельсина-
датчика ротор сельсина-приемника некоторое время совершает коле-
бания относительно нового положения устойчивого равновесия.
Уравнение равновесия моментов на валу сельсина-приемника в этом
режиме при А1нагр=0 имеет вид
Мс=Мдив + Мдем±/Ит, (4.34)
где Мс — статический синхронизирующий момент; Л4дем — демпфер-
ный электромагнитный момент.
Знак перед моментом трения 7ИТ в (4.34) зависит от направле-
ния скорости вращения.
Величину статического синхронизирующего момента в зоне малых
углов рассогласования (sin 0^9) можно определить с учетом (4.18)
и (4.20) как
7ИС=—Л1уД0. (4.35)
Знак минус в (4.35) означает, что синхронизирующий момент
всегда направлен в сторону уменьшения угла рассогласования.
Электромагнитное демпфирование колебаний происходит за счет
наведения э. д. с. вращения в обмотках синхронизации сельсина-
приемника, что вызывает дополнительные токи и демпфирующий
момент, аналогичный моменту асинхронного двигателя. Однако демп-
фирующего действия обмоток синхронизации обычно недостаточно
и для ускорения затухания колебаний на роторе располагают ко-
роткозамкнутую демпферную обмотку (кроме бесконтактных сельси-
ноЬ с униполярным возбуждением). Магнитная ось этой обмотки
перпендикулярна оси обмотки возбуждения и при колебаниях рото-
ра'магнитный поток обмотки синхронизации наводит в ней э.д. с.
вращения, по обмотке текут токи и во взаимодействии с вызвавшим’
их потоком создают демпфирующий момент. Результирующий демп-
фирующий момент пропорционален скорости вращения ротора
сельсина-приемника:
Млем=О^, (4.36)
где D — коэффициент демпфирования, величина и знак которого
зависят от параметров сельсинов.
Подставляем (4.33), (4.35) и (4.36) в (4.21) и получаем уравне-
ние колебаний ротора сельсина-приемника:
+ + (4-37)
Выражение (4.37) можно преобразовать с учетом (4.22):
^-+2%— + ®о(6±В)=О, (4.38).
dt dt
где В — зона нечувствительности; К=О/2Л— коэффициент затухания
колебаний; a>0=]/^—угловая частота свободных колебаний ро-
тора.
Если зона нечувствительности значительно меньше начальной
амплитуды 60, т. е. В<60, то решение уравнения (4.38) приобретает
вид
U=^lgfl +^-(1 - 6)1, (4-39)
Л L J
—л —
где 6=е “° — декремент затухания; 4ат— время затухания коле-
баний ротора приемника.
Если пренебречь моментом трения (Мг=0 и /3=0), то характе-
ристическое уравнение выражения (4.38) будет иметь вид
Х2+2?,Х + <»о=О. (4.40)
Корни этого уравнения
X1i2=-^±K^-4. (4-41)
В зависимости от соотношений угловой частоты свободных коле-
баний <в0 и коэффициента затухания 7, переходный процесс может
быть апериодическим, если 7>со0, критическим апериодическим,
если 7, = <в0, и колебательным, если 7,<ю0.
Чем больше коэффициент демпфирования D, тем больше коэф-
фициент затухания Увеличивая демпфирование, можно перевести
сельсин из колебательного режима в апериодический. При недоста-
точной эффективности электромагнитного демпфирования на валу
сельсинов-приемников устанавливают механические демпферы, ремя
успокоения ротора сельсина-приемника в индикаторном режиме при
начальном рассогласовании 0о = 18О° не должно превышать 3 с.
§ 4.8. ПРИМЕНЕНИЕ СЕЛЬСИНОВ
Все описанные режимы работы сельсинов в системах синхрон-
ной связи применяют для устройств автоматики, телемеханики
и др. Рассмотрим несколько примеров использования сельсинов.
Сельсины, работающие в индикаторном режиме, как указыва-
лось, применяют для передачи углового или линейного перемеще-
ния на пульт управления.
На рис. 4.15 'представлена схема передачи положения управ-
ляющего стержня ядерного реактора. Управляющий стержень
реактора через реечную передачу РП, преобразующую линейное
перемещение в угловое, механически связан с ротором сельсина-
датчика СД. Сельсин-приемник СП находится на пульте управления
реактора и на валу его ротора закреплена стрелка указателя
положения стержня. Сельсины между собой связаны электриче-
ской линией связи. Выбрав соответствующую систему зубчатых
передач, можно добиться высокой точности индикации положения
стержня.
В данной системе от одного датчика работает один приемник.
В ряде случаев встречается многократный прием, когда от одного
датчика работают несколько приемников. Например, радиоактив-
ный уровнемер УР-4 завода «Физприбор», схема которого показана
•на рис. 4.16.
В этом приборе от одного сельсина-датчика СД работают два
сельсина-приемника СП± и СП2. С сельсином-приемником СП±
механически связан радиоактивный источник излучения, а на
роторе сельсина-приемника СП2 закреплен счетчик ядерных частиц.
Когда источник и счетчик находятся на границе раздела двух
сред (уровень вещества), то в усилитель сигнала не поступает
и система находится в покое. Если, например, уровень вещества
понизится, тогда в счетчик поступит большое излучение и на уси-
литель У попадет сигнал определенной фазы. Ротор исполнитель-
ного асинхронного двигателя ИД начнет вращаться, поворачивать
ротбр сельсина-датчика и одновременно стрелку вторичного при-
бора, указывающего уровень вещества. Синхронно с сельсином-дат-
чиком начнут двигаться сельсины-приемники, перемещая источник
и счетчик вслед за уровнем. Движение (слежение) системы будет
происходить до тех пор, пока линия источник — счетчик вновь
Рис. 4.16. Схема радиоактивного уровнемера УР-4
не достигнет уровня раздела двух сред. Стрелка вторичного
прибора укажет уровень вещества.
Нередко сельсинй 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 [15].
Схема такого устройства представлена на рис. 4.17.
Вал антенны А приводится во вращение двигателем ИД и
связан с ротором сельсина-датчика СД через ускоряющий редуктор
Ред.1 с передаточным числом i = 30.
Ротор сельсина-приемника СП через замедляющий редуктор
Ред.2 с передаточным числом t=30 связан с механизмом вращения
отклоняющей катушки МВД (сама катушка обозначена ОД).
Обмотки возбуждения сельсинов подключены к сети переменного
тока 115 В, 427 Гц.
Сельсин-приемник вращается синхронно и синфазно с сельси-
ном-датчиком, обеспечивая синхронное и синфазное вращение линии
развертки сигнала на экране индикатора с антенной РЛС.
Рассмотрим идеальный случай, когда к. п. д. редукторов равен
единице, а их погрешность передачи углового перемещения равна
нулю.
Применение ускоряющей передачи в антенне и замедляющей
передачи в индикаторе уменьшает момент сопротивления, созда-
11 —220В (5
Рис. 4.17. Схема устройства передачи курсово-
го угла радиолокационной станции
ваемый механизмом вращения катушки МВК на оси ротора се'ль-
еина-приемника, в i раз, т. е. в данном случае в 30 раз, а погреш-
ность передачи курсового угла, связанную с моментом сопротивления
от МВК, в В раз. Это объясняется тем, что в i раз уменьшается
погрешность СП от указанного момента сопротивления, и в if раз
уменьшается погрешность положения ротора СП, приведенная
к валу антенны.
Но введение такой передачи приводит к потере свойства само-
синхронизации системы. Пусть сельсин-датчик. СД рассогласован
с сельсином-приемником
СП (в результате, на-
пример, ' снятия пита-
ния). С подачей пита-
ния вал МВК может
занять одно из устой-
чивых положений, ког-
да момент сельсина-
приемника равен нулю.
При принятых переда-
точных числах опре-
деленному положению
антенны А могут соот-
ветствовать 30 устойчи-
вых положений откло-
няющей катушки, раз-
личающихся на углы,
кратные 12°, так как
за каждые 12° угла
поворота ОК ротор
сельсина-приемника со-
вершает полный оборот
(360°) и вновь попадает
в положение устойчи-
вого равновесия относи-
тельно сельсина-датчи-
ка. Для осуществления
самосинхронизации в системе применена цепь автоматической
самосинхронизации, состоящая из двух синусно-косинусных пово-
ротных трансформаторов СКПТ (см. гл. V), связанных механически
с антенной и отклоняющей катушкой, реле Р-1 и релейного
усилителя У-1.
Статорные обмотки СКПТ сгс2 подключены к питающей сети
переменного тока 115 В, 427 Гц; обмотки с3с4 замкнуты накоротко
для симметрирования СКПТ. Роторные обмотки piP-z включены
по схеме сравнения сигналов. Напряжение с этих обмоток подается
на релейный усилитель У-1, нагрузкой которого является
реле Р-1.
Когда антенна и отклоняющая катушка вращаются синхронно
и синфазно, то сигнал на выходе роторных обмоток СКПТ близок
к кулю и реле разомкнуто. При рассогласования вращения на угол
6>1±5° появляется сигнал рассогласования, реле Р-1 срабатывает
и обмотка синхронизации сельсина-приемника замыкается на сопро-
тивление 100 Ом (для быстрой остановки). Сельсин-приемник
будет в покое, пока антенна не придет в соответствующий сектор.
Когда ось диаграммы излучения антенны совпадает по фазе
с лйнией развертки сигнала, реле Р-1 потеряет питание, отпустит
конТ|акты, обмотки синхронизации сельсинов соединятся и сельсин-
приемник вновь начнет вращать отклоняющую катушку синхронно
и синфазно с антенной.
В различных устройствах автоматйки часто требуется значитель-
ный момент на управляемом валу при незначительном моменте
на управляющем валу. В таких системах используют сельсины
в трансформаторном режиме.
На рис. 4.18 изображена структурная схема следящей системы
с сельсинами в трансформаторном режиме. Выходное напряжение
сельсина-приемника через усилитель У поступает на исполнитель-
ный двигатель ИД, который поворачивает объект управления ОУ,
а вместе с ним и ротор сельсина-приемника на угол, заданный
датчиком. После поворота ОУ и ротора приемника на угол 0П=0Д
магнитный поток сельсина-приемника Фп вновь будет перпендику-
лярен к оси выходной обмотки, выходное напряжение станет
равным нулю и система будет находиться в новом положении
устойчивого равновесия.
ГЛАВА ПЯТАЯ
ПОВОРОТНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ i
I
I
§ 5.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И КЛАССИФИКАЦИЯ
Поворотными трансформаторами называют электри-
ческие микромашины переменного тока, предназначенные для пре-
образования угла поворота 6 в напряжение, пропорциональное
некоторым функциям угла (например, sin 6 или cosO) или самому
углу 6 поворота ротора. Их применяют в вычислительных устрой-
ствах для выполнения различных математических операций.
Наибольшее распространение поворотные трансформаторы нашли
в автоматических устройствах, предназначенных для решения
геометрических и тригонометрических задач, связанных с построе-
нием треугольников, преобразованием координат, разложением
и построением векторов. В системах автоматического регулирования
поворотные трансформаторы используют в качестве измерителей
рассогласования, фиксирующих отклонение системы от некоторого
определенного положения.
Возможны несколько режимов работы поворотных трансформа-
торов в зависимости от схемы включения их обмоток:
1) синусно-косинусные, у которых выходное напряжение одной
обмотки пропорционально синусу угла поворота ротора, а другой
обмотки — косинусу угла поворота ротора;
2) построители, у которых при подаче на обе статорные обмотки
напряжений, пропорциональных составляющим вектора в прямо-
угольной системе координат (катетам прямоугольного треуголь-
ника), выходное напряжение пропорционально модулю вектора
(гипотенузе), а угол поворота ротора — его аргументу (углу между
катетом и гипотенузой);
3) линейные, у которых выходное напряжение пропорционально
углу поворота ротора. В качестве таких микромашин используют
в основном синусно-косинусные поворотные трансформаторы с коэф-
фициентом трансформации 0,565;
4) масштабные, у которых выходное напряжение пропорци-
онально входному и коэффициент пропорциональности (масштаб)
определяется углом поворота ротора.
Основные требования к поворотным трансформаторам сле-
дующие:
1) минимальная амплитудная погрешность воспроизведения
ваданной функции;
2) минимальная фазовая погрешность, которая равна изменению
фазы выходного напряжения в функции угла поворота или на-
грузки;
3) высокая допустимая скорость вращения ротора.
В зависимости от условий применения к поворотным трансфор-
маторам могут быть предъявлены также требования, изложенные
в § В.2.
§ 5.2. КОНСТРУКЦИЯ ПОВОРОТНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Поворотные трансформаторы по конструкции и наличию сколь-
зящего контакта можно разделить на контактные и бесконтактные.
Поворотный трансформатор состоит из двух основных частей:
неподвижной—статора 1 и подвижной — ротора 2 (рис. 5.1). Сер-
Рис. 5.1. Поворотный трансформатор:
1 — статор; 2 — ротор; 3 — токосъемное устройство; 4 — поворотно-
стопорное устройство
дечники статора и ротора собирают из листов электротехнической
стали или пермаллоя — материала с малым магнитным сопротив-
лением. Листы отделяют друг от друга изоляционным лаком.
Материал выбирают в зависимости от назначения и места пово-
ротного трансформатора в схеме. Поворотные трансформаторы,
работающие на входе схем и получающие питание непосредственно
от сети с неизменной величиной напряжения, можно выполнять
с магнитопроводом статора и ротора из электротехнической'стали.
Поворотные трансформаторы, работающие в середине или на. выходе
схем, выполняют с магнитопроводом из пермаллоя, так как их
входные напряжения могут меняться в широких пределах.
Изменение напряжения влияет на степень насыщения магнито-
провода, а значит, и на величину магнитного сопротивления
и параметры машины. Для предотвращения изменения параметров
машины и связанных с этим ошибок преобразования магнитное
сопротивление магнитопровода должно быть при любых режимах
значительно меньше постоянного магнитного сопротивления воздуш-
ного зазора между статором и ротором. Данное условие соблю-
дается при использовании пермаллоя.
В пазах статора и ротора размещают по две распределенных
обмотки, сдвинутых между собой на 90Q эл. Пространственное
размещение обмоток показано на рис. 5.2: с±с2— главная обмотка
. статора; <%с4— вспомогательная (квадратурная)
V обмотка статора; р±р2 и р3р4— синусная и коси-
нусная обмотки ротора. Обмотки статора выполняют
обычно одинаковыми, т. е. с одинаковым числом
5 витков, одним сечением обмоточного провода и
ify по одной схеме. Одинаковыми изготавливают и
Рис. 5.2. Раз-
мещение обмо-
ток поворотного
трансформатора
роторные обмотки. Отсчет угла поворота ротора
0 производится от оси синусной обмотки до оси
вспомогательной обмотки статора.
Концы статорных обмоток подводят непосредст-
венно к соединительным колодкам. Концы роторных
обмоток в поворотных трансформаторах контактно-
го типа выводят через токосъемное устройство:
четыре контактных кольца-щетки.
В бесконтактных поворотных трансформаторах
напряжение с обмоток ротора можно снимать двумя
способами:
1) с помощью спиральных пружин; *
2) с помощью переходных кольцевых трансформаторов (по типу
бесконтактных сельсинов, см. § 4.2).
В первом случае угол поворота ротора ограничен в пределах
1,8—2 оборота, во втором — не ограничен. Устранение скользящих
контактов повышает надежность и точность. поворотных трансфор-
маторов.
Имеются обращенные конструкции поворотных трансформаторов,
в которых синусная и косинусная обмотки расположены на ста-
торе, вспомогательная обмотка замкнута накоротко, а концы глав-
ной обмотки выведены через два скользящих контакта или один
переходный трансформатор.
Конструкция поворотных трансформаторов и технология их
изготовления должны обеспечивать при повороте ротора изменение
взаимоиндуктивности между обмотками статора и ротора по закону,
наиболее близкому к идеальной синусоиде. Допустимые погрешно-
сти во многих случаях не должны- превышать 0,01%, т. е. орди-
наты действительной кривой изменения взаимоиндуктивности от
угла поворота ротора в любой точке не должны отличаться от
ординат идеальной синусоиды более чем на 0,0001 ее 'амплитудного
значения.
Поворотные- трансформаторы в основном являются двухполюс-
ными машинами. Однако в системах дистанционной передачи угла
повышенной точности применяют и многополюсные поворотные
трансформаторы. Точность преобразования угла в напряжение
у таких поворотных трансформаторов может быть выше, так как
ослабляется влияние технологических погрешностей в результате
усреднения э. д. с., наведенных под всеми 2р полюсами [26].
В дальнейшем принцип работы поворотных трансформаторов рас-
сматривается на примере двухполюсных. Полученные результаты
справедливы и для многополюсных поворотных трансформаторов,
если характеристики рассматривать в функции угла в электриче-
ских градусах 0э=р0.
Поворотные трансформаторы всех типов изготавливают с номи-
нальной частотой не ниже 400 Гц.
§ 5.3. СИНУСНО-КОСИНУСНЫЕ ПОВОРОТНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ
Принцип работы поворотных трансформаторов рассмотрим на
примере получения синусной функции угла поворота ротора (синус-
ный поворотный трансформатор). В этом режиме главная статорная
обмотка схс2 присоединена к источнику переменного напряжения
постоянной величины (рис. 5.3, а). Роторная обмотка р±р2 под-
ключена к внешней нагрузке, характеризуемой сопротивлением
Рис. 5.3. Схемы синусного по-
воротного трансформатора:
а — принципиальная; б — эквива-
лентная
Рис. 5.4. Разложе-
ние обмотки ротора
на лродольные и
поперечные внткн
ZHarpl=Диагрт+/ХиагР1- Вспомогательная обмотка с3с4 и роторная
обмотка papt разомкнуты и не принимают никакого участия в ра-
боте поворотного трансформатора (на рис. 5.3 отсутствуют).
Допустим, что конструкция и технологическое исполнение обес-
печивают строгую синусоидальность изменения взаимоиндуктивности
М между обмотками сгс2 и р^р2 от угла поворота ротора 0. Тогда
M=Mmax sin 0, (5.1)
где 7Wmax — максимальная взаимоиндуктивность, соответствующая
совпадению осей обмоток схс2 и ртр2.
Поскольку максимальная взаимоиндуктивность пропорциональна
произведению чисел витков индуктивно связанных катушек, то урав-
нение (5.1) можно преобразовать
Л4=ДщсШр51п0, ’ , (5.2)
где Л — магнитная проводимость; величина магнитной проводимости
не зависит от угла поворота ротора вследствие равномерности воз-
душного зазора; wc — эффективное число витков обмотки статора;
— эффективное число витков обмотки ротора.
На основании уравнения (5.2) можно утверждать, что характер
изменения взаимоиндуктивности М останется прежним, если число
витков обмотки ргр2 рассматривать (рис. 5.4) как геометрическую
сумму «продольных витков» t«pSinO, ось которых совпадает с осью
обмотки с^-2, и «поперечных витков» ®pcos0, ось которых перпен-
дикулярна оси обмотки qc-2. Это позволяет заменить схему рис. 5.3, а
эквивалентной схемой (см. рис. 5.3,6).
Рассмотрим два случая работы такого поворотного трансформа-
тора.
1. Работа поворотного трансформатора при холостом ходе
(ZHarpi=c>o; /Р1=0). Э. д. с. обмотки р±р2 ротора Ер1 определяется
только потоком взаимоиндукции между обмоткой с±с2 и продольны-
ми витками t«psinO, т. е. только продольным потоком Фй. Тогда
Ер, teipsinG , . „ • ,г- о.
-----------=/5Tpsin0, > (5.3)
Eci t^c
где ЕС1— э. д. с. главной статорной обмотки krp—wp/wc—
коэффициент трансформации.
Следовательно,
Epl=&TpZ?cl sin 0, (5.4)
т. е. э. д. с. обмотки ргр2 ротора при холостом ходе поворотного
трансформатора в рассматриваемой схеме является синусоидальной
функцией угла поворота ротора 0.
2. Работа поворотного трансформатора при нагрузке (ZHarpi¥=oo,
7р1¥=0). Продольный поток Фй создается совместным действием м. д. с-
статорной обмотки CjC2 и м.д. с. продольных витков и?р51п0 и при-
мерно равен потоку в режиме холостого хода. Индуктируемая им
в продольных роторных витках э. д. с. взаимоиндукции определяется
как и в случае холостого хода
EplM=/eTPEclsinO. (5.5)
Ток 7р1, протекая по поперечным виткам и?рсоз0, создает попе-
речный поток Ф^, который не сцеплен с обмоткой с±с2 и значит
не может быть скомпенсирован за счет увеличения тока в ней. По-
ток Ф^ индуктирует в поперечных витках э. д. с. самоиндукции
7?pit = (5-6)
где ач — угловая частота напряжения питающей сети; L — индук-
тивность, пропорциональная квадрату числа витков и магнитной
проводимости Л:
L=(oyp cos 0)2 А. (5.7)
Полная э. д. с., индуктируемая в обмотке ргр~2, представляет собой
сумму э. д. с. взаимоиндукции и самоиндукции:
-Ёр1=£'Р1м+£Р1Т = йтр£С1 sin 0 — (wp cos 0)2 Л.
Ток ротора
7рХ = ^Р1
^нагр14*2р]
где Zpi=7?pi + /Хр1— сопротивление обмотки ргр2.
Из (5.8) с учетом (5.9) находим
к" ^тг^ст sin 0
£pi = : ,
14-Ь cos2 0
где комплексный множитель
• _ о^Л . о^рЛ
Ъ — ]-----с-----=/ —--------------р.
Zfiarpi+Zp! (^Harpi4*^pi)4*/ (XHarpi4-Xpl)
(5-8)
(5-9)
(5.10)
(5.Н)
Из уравнения (5.10) следует, что при нагрузке синусного пово-
ротного трансформатора происходит искажение синусоидального
характера зависимости Ер1 от угла 0, так как в знаменателе содер-
жится &cos20. Физически это искажение обусловлено появлением
при нагрузке поперечного потока Ф^, т. е. поперечной реакцией
ротора. Для уменьшения искажения необходимо уменьшить значе-
ние множителя Ь, что может быть достигнуто при больших сопро-
тивлениях нагрузки. _
Относительная погрешность определяется как разность между
уравнением идеальной синусоиды с амплитудой kipE С1 и выражением
(5.10), отнесенная к .амплитуде идеальной синусоиды
^Tp^Cl Sin 0
ДЁР
ЛтрЕС1 sin 0
1-|-6 cos2 0
b cos2 0 sin 0
14-£> cos20
(5.12)
ь F
^Tp^Cl
Исследование выражения (5.12) на максимум показывает, что
угол, при котором погрешность достигает максимального значения
6тах=35°16; 144°44; 215°16...
Действительная часть комплекса ДЕр принимается за амплитуд-
ную' погрешность, а мнимая — за фазовую погрешность поворотного
трансформатора.
Характер искажения амплитуды выходного напряжения поворот-
ного трансформатора под действием поперечной реакции ротора по-
казан на рис. 5.5, где кривая / — идеальная синусоида, кривые 2
и 3 — выходные характеристики поворотного трансформатора по
(5.10) при значениях Ь, равных соответственно 0,25 и 1. Кривые 4
и 5 представляют собой зависимость амплитудной погрешности Д£р
Рис. 5.5. Амплитудная погреш-
ность синусного поворотного
трансформатора при нагрузке
комплекса Ь. Наименьшая
от угла поворота ротора при указанных значениях b и соответст-
вуют выражению (5.12). Графически кривая 4 получается как раз-
ность кривых 1 и 2, а кривая 5 — соответственно 1 и 3.
Возникновение фазовой погрешности обусловлено активно-индук-
тивным характером сопротивлений обмоток поворотного трансфор-
матора и поперечной реакцией ротора.
Математическим признаком наличия
фазовой погрешности является то, что
множитель b в выражениях (5.12) и
(5.10) есть величина комплексная. Ана-
лиз выражения (5.11) показывает,. что
при изменении величины или харак-
тера нагрузки (соотношения Mrarpi и
Хнагр1) и при изменении угла поворота
ротора меняется аргумент комплекса
знаменателя в (5.10). Следовательно,
изменяется и сдвиг по фазе между
векторами Ер1 и Ес1, т. е. появляется
фазовая погрешность. Из выражения
(5.11) видно также, что для уменьшения
фазовой погрешности необходимо увели-
чивать долю индуктивного сопротивле-
ния (Хиагр1 + Хр1) в полном сопротивле-
нии цепи ротора (ZHarpl+ Zpl), так как
при этом резко уменьшается аргумент
фазовая погрешность соответствует чис-
то индуктивной или чисто емкостной нагрузке, но при этом ам-
плитудная погрешность достигает наибольшей величины [4].
Аналогичным образом можно рассуждать и в том случае, когда
рабочей обмоткой ротора является обмотка р8р4, а обмотка ргр2
разомкнута. При этом взаимоиндуктивность между обмотками схс2
и p3Pi подчиняется косинусоидальному закону и машина превра-
щается в косинусный поворотный трансформатор, для которого
э. д. с. ротора при холостом ходе
Ер2=/гтрЕс1 cosO
и при нагрузке
Р ____ kTPEQ1 cos 0
£р2----------:
!-]-£> sin2 0
(5.13)
(5-14)
Поскольку выходное напряжение поворотных трансформаторов
должно строго подчиняться закону синуса или косинуса угла пово-
рота ротора, то приходится прибегать к так называемому симметри-
рованию, т. е. устранению погрешности от поперечной реакции
ротора путем компенсации этой реакции. Симметрирование поворот-
ных трансформаторов является также радикальным средством сни-
жения фазовой погрешности.
§ S.4. СИММЕТРИРОВАНИЕ ПОВОРОТНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Симметрирование поворотных трансформаторов осуществляется
либо со стороны статора — первичное симметрирование, либо со сто-
роны ротора — вторичное симметрирование.
При первичном симметрировании поворотного транс-
форматора используется вспомогательная статорная обмотка сяс4,
которая замыкается на внешнее сопротивление Z2 (рис. 5.6, а). Так
Рис. 5.6. Схемы синусного поворотного трансфор-
матора с первичным симметрированием;
а — принципиальная; б — эквивалентная
как ось обмотки c&ci перпендикулярна оси обмотки с±с2, то витки
этой обмотки wc (рис. 5.6,6) и поперечные витки роторной обмотки
ргр2 представляют собой трансформатор, первичная обмотка которо-
го расположена на роторе, а вторичная — на статоре. Ток 7р1, про-
текая по поперечным виткам u>pcos6 обмотки ргр2, создает магнит-
ный поток, сцепленный с витками wc обмотки с3с4. В ней индукти-
руется трансформаторная э. д. с. и течет .ток /с2. Величина резуль-
тирующего поперечного потока определяется геометрической
суммой потоков Ф(7Р1 и Ф^с обеих обмоток. При малом значении Z2
режим трансформатора близок к короткому замыканию и взаимное
размагничивающее действие обеих обмоток настолько велико, что
величина результирующего поперечного потока Ф? стремится к нулю
при любом значении сопротивления нагрузки Zllarpl. Можно дока-
зать, что влияние поперечной реакции ротора исчезает полностью,
если включить в обмотку с8с4 сопротивление Z2=Z1, где Z4 — внеш-
нее сопротивление цепи обмотки возбуждения т. е. выходное
сопротивление источника питания. Если.поворотный трансформатор
подключен к зажимам мощного источника питания, выходное со-
противление которого близко к нулю, то условием первичного сим-
метрирования является Z2=0. Как видно, условие симметрирования
от сопротивления нагрузки не зависит.
Для экспериментальной проверки компенсации поперечной реак-
ции ротора при первичном симметрировании можно использовать
схему рис. 5.7. Главная статорная обмотка c2c2 отключается от ис-
точника питания и замыкается на сопротивление Zr, равное выход-
Рис. 5.7. Схема экспе-
риментальной провер-
ки первичного симмет-
рирования
Рис. 5.8. Схемы синусно-косинусного поворотного
трансформатора со вторичным симметрированием:
а — принципиальная; б — эквивалентная
ному сопротивлению источника питания. Напряжение возбуждения
подается на роторную обмотку р3р4, к зажимам обмотки ргр2
подключается высокоомный вольтметр. При значении Z2, соответ-
ствующем первичному симметрированию, результирующий попереч-
ный поток, сцепленный с обьюткой ptp2, будет равен нулю и пока-
зание вольтметра не должно отличаться от нуля (в пределах допу-
скаемой погрешности) при любом положении ротора. Выходное
сопротивление при первичном симметрировании от угла поворота
ротора не зависит. Следовательно, показание амперметра в цепи
обмотки должно быть постоянным. Напряжение возбуждения
на обмотке ротора должно быть пониженным и выбрано так, чтобы
ток в обмотках поворотного трансформатора не превышал номи-
нального.
Следует отметить, что при первичном симметрировании величины
входного сопротивления и входного тока поворотного трансформа-
тора зависят от угла поворота ротора. Это затрудняет применение
поворотных трансформаторов с первичным симметрированием в мно-
гоступенчатых схемах вычислительных и автоматических устройств.
При вторичном симметрировании поворотного транс-
форматора, обмотка р±р2 которого подключена к зажимам приемника
с входным сопротивлением ZHarpl (рис. 5.8, а), включается соответ-
ствующее сопротивление ZHarp2 и в цепь второй роторной обмотки
р3р4. Из эквивалентной схемы (рис. 5.8,6) видно, что токи /р1 и/р2,
протекая по поперечным виткам a>pcos0 и twpsin0, создают попереч-
ные потоки, направленные в противоположные стороны, т. е. взаим-
но ослабляющие друг друга. Для полной компенсации поперечного
потока (Ф?=0) необходимо равенство поперечных потоков Ф9р1 и ф?р2
обмоток ротора. Это значит, что должно соблюдаться равенство
м. д. с. поперечных витков
l'plwp cos 0=/'р2®р sin 6. (5.15)
Поскольку при полной компенсации искажение выходных харак-
теристик отсутствует, пренебрегая размагничивающим действием
продольных витков, можно записать
^TpEci sin 0 .
Zuarpi+Zpi
(5.16)
J £TpZ?clCOS0 /Г
1 ₽2 7 ф-17)
^Harpsi^-ps
Подставляем (5.16) и (5.17) в выражение (5.15) и получаем
sin 0 о cos 0 . л , г.
- тР ------ wp cos 0=—---------%sin0. (5.18)
^нагр1-Ь2р1 ZHarp2-pZp2
Равенство (5.18) справедливо только при
^нагрг + ^р! ZHarp3 + Zp2. (5.19)
Выражение (5.19) является условием полной компенсации попе-
речной реакции ротора при вторичном симметрировании поворотного
трансформатора.
Можно доказать, что при выполнении условия вторичного сим-
метрирования входное сопротивление поворотного трансформатора
не зависит от угла поворота ротора, т. е. при постоянной величине
(Д ток 1С1, протекающий по обмотке с}с2, не зависит от угла пово-
рота ротора. Действительно, если пренебречь намагничивающей
составляющей тока статора, которая в поворотном трансформаторе
6т угла 0 заведомо не зависит ввиду симметрии магнитной систе-
мы, условием равновесия продольных м. д. с. будет
fplwp sin 0 + /p2wp cos 0=—Iclwc. (5.20)
Подставляем в это выражение значения токов из (5.16) и (5.17)
и получаем
~^p£clsin*0 ] fe^cosse.
C1 ZHarpl4-Zpi ZHarP2+Zpa
Гак как условием вторичного симметрирования является равен-
ство (5.19), то
т. е. /С1 не зависит от угла 0. Это можно считать признаком дости-
жения вторичного симметрирования поворотного трансформатора
(показание амперметра в цепи обмотки на рис. 5.8, 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 вспомо-
гательной обмотки с3с4 статора (рис. 5.8, а). При полной компенса-
ции поперечный поток машины равен нулю и э. д. с. во вспомога-
тельной обмотке, а следовательно, и показание вольтметра будут
равны нулю (или близки к нему в пределах допустимой погрешно-
сти) при любом положении ротора.
Применение вторичного симметрирования затрудняется при пере-
менной внешней нагрузке поворотного трансформатора, так как ее
величина входит в условие симметрирования (5.19). В этих случаях
целесообразнее первичное симметрирование.
Наименьшая степень искажения выходных характеристик синус-
но-косинусного поворотного трансформатора достигается при сов-
местном применении первичного и вторичного симметрирования.
Итак, при выполнении условий симметрирования э. д. с. ротор-
ных обмоток и при нагрузке будут изменяться строго по закону
синуса и косинуса от угла поворота ротора 0. Очевидно, по этому
же закону будут изменяться и выходные напряжения поворотного
трансформатора Йр1 и 17^, снимаемые с зажимов обмоток ргр2 и р3р4.
Величины напряжений Upl и [7рз при активном и индуктивном ха-
рактере нагрузки будут меньше соответствующих э. д. с. Ер1 и £’|й
вследствие размагничивающего действия продольных витков обмоток
ротора и конечных значений сопротивления обмоток
Йр=Ёр —/pZp=——. (5.23)
Ц—
7
^нагр
При емкостном характере нагрузки возможно явление резонанса
и тогда t/p>Ep (по аналогии с сельсинами и асинхронными тахо-
генераторами рис. 3.8).
Фаза выходного-напряжения дискретно меняется на 180° через
180° угла поворота ротора.
§ 5.5. ПОВОРОТНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ:
ЛИНЕЙНЫЙ, МАСШТАБНЫЙ И ПОСТРОИТЕЛЬ
Как уже отмечалось, поворотный трансформатор- может выпол-
нять различные функции в зависимости от схемы включения его
обмоток. Рассмотрим работу поворотных трансформаторов линейно-
го, масштабного и построителя.
Линейный поворотный трансформатор
Получение у поворотного трансформатора линейной выходной
характеристики сводится к получению зависимости выходного на-
пряжения от угла поворота ротора в виде функции
7(6)
sin 0
1+CCOS0 ’
(5-24)
где с — коэффициент, не зависящий от 0 [12].
Анализ этой функции показывает, что наименьшее отклонение
функции от линейной зависимости в диапазоне углов от —60 до
4-60° достигается при с=0,54 и принципиально не может быть
меньше 0,06%. Этим объясняется отсутствие линейных поворотных
.трансформаторов наивысших классов точности.
Рис. 5.9. Схемы линейного поворотного трансформа-
тора с первичным симметрированием:
а — принципиальная; б — эквивалентная
Для получения описанной зависимости применяют две схемы
линейных поворотных трансформаторов: с первичным симметриро-
ванием и с вторичным симметрированием.
Линейный поворотный трансформатор (ЛПТ) с первичным сим-
метрированием (рис. 5.9, а). В данной схеме соединяются последо-
вательно главная статорная обмотка CjC2 и косинусная роторная
обмотка р3р4. Вспомогательная обмотка статора csc4 замыкается на
сопротивление Z2. Выходным напряжением является напряжение на
зажимах синусной обмотки ротора ргр<>- Эквивалентная схема такого
линейного поворотного трансформатора представлена на рис. 5.9,6.
При выполнении условия первичного симметри ровани я (обычно
Z2=0) результирующий поперечный магнитный поток, создаваемый
поперечными витками обмоток ptf2 и pspa ротора и обмотки с3с4
статора, равен нулю. Следовательно, э. д. с. самоиндукции в попе-
речных витках обмотки ргр2 отсутствует. Продольный (основной)
магнитный поток Фа создается током /с1, протекающим по виткам
wc статорной обмотки ctca и продольным виткам o?pcos0 обмотки
Рис. 5.10. Схемы линейного поворотного трансформатора
со вторичным симметрированием:
а — принципиальная; б — эквивалентная
P&Pt ротора, т. е. результирующая обмотка возбуждения имеет
rac+&i>pcos6 витков. Тогда э.'д. с. Ер1, индуктируемая потоком
в продольных витках обмотки piP2> определяется выражением
шр sin 0
и>с-ршр cos 0
(5.25)
где Ег — э. д. с. результирующей обмотки возбуждения (Ег л; {71).
Преобразуем (5.25) с учетом того, что wp/wc—kTp, и получим
Ё —k Ё —sm6______
pl тр 1 l+ATpCOS0
(5.26)
Уравнение (5.26) аналогично по форме выражению (5.24). Следо-
вательно, выходная характеристика поворотного трансформатора,
включенного по описываемой схеме,. линейна в указанных ранее
пределах. Линейные поворотные трансформаторы изготовляют со
значением /гтр=0,565, так как при этом достигается оптимальное
значение коэффициента с.
Поскольку сопротивление нагрузки ZHarpl в выходной обмотке не
влияет на условие первичного симметрирования, то ЛПТ с первич-
ным симметрированием может работать при переменной нагрузке
без искажения линейности выходной характеристики. Это сущест-
венное достоинство описанной схемы. -
При включении линейных поворотных трансформаторов с пер-
вичным симметрированием в многоступенчатые схемы следует учи-
тывать, что их входное сопротивление зависит от угла поворота
ротора. От этого недостатка свободна схема ЛПТ со вторичным
симметрированием.
Линейный поворотный трансформатор со вторичным симметри-
рованием (рис. 5.10, а). Напряжение возбуждения в данной схеме
подается на зажимы главной статорной обмотки CtC2. Вспомогатель-
ная обмотка статора с3с4 и синусная обмотка ротора pYp.> соединены
последовательно и образуют общую цепь, на зажимы которой вклю-
чено нагрузочное сопротивление Z„arpl. Напряжение, снимаемое
с этого сопротивления, является выходным напряжением линейного
поворотного трансформатора. Нагрузочное сопротивление второй
роторной обмотки р3р4 должно быть подобрано так, чтобы машина
была полностью симметрирована по вторичной стороне, признаком-
чего будет постоянство ее входного, сопротивления. Эквивалентная
схема линейного поворотного трансформатора со вторичным симмет-
рированием приведена на рис. 5.10,6. При вторичном симметриро-
вании поперечный поток Фо роторных обмоток равен нулю.
Результирующая э. д. с. обмотки ргр2
^Pi=^p1M + 4i- (5-27)'
где Ер1м — э. д. с., индуктированная в продольных витках обмотки
Pipa продольным потоком Фй; ее значение определяется выражением.
(5.5); Ер1к — э. д. с., индуктированная в поперечных витках обмотки
pjp2 потоком Фк, который создается квадратурной обмоткой стато-
ра с3с4 при протекании по ней тока /р1.
Величина э. д. с. Ер1к определяется взаимоиндуктивностью Л4К
обмотки с3с4 и поперечных витков обмотки pYp2:
£Р1к = —Ё°1-М,Л1> ’ (5.28)
где
Мк=йУс<£'рЛ cos0. (5.29)-
Тогда
Ёр1=/гтрЁс1 sin 0 — cos 0/р1. (5.30)
Величина тока в цепи обмотки PiP-> определяется выражением
. (5.31)
2Harpi+^pi+^c2
где Zc2 — сопротивление обмотки статора с3с4.
Подставляем (5.31) в (5.30) и получаем
р —ь Ё sin6
pl С1 . >
1 +а cos G
где комплексный множитель, не зависящий от угла 0,
(5.32)
одШсШрЛ
Рис. 5.11. Выходная характеристика линей-
ного поворотного трансформатора
а=/ — -----------.
^нагр1+^р1+^с2
(5.33)
Нетрудно заметить, что
полученная зависимость
£pi от угла поворота ро-
тора'0 совпадает по форме
с выражением (5.24). Сле-
довательно, при значениях
\а ~ 0,5' э. д. с. £р1 будет
линейной функцией угла 0
в указанных ранее преде-
лах. Этому же закону под-
чиняется и выходное на-
пряжение на зажимах со-
противления ZHarpl.
Значение сопротивления ZHarp2, обеспечивающее условие вторич-
ного симметрирования, определяется выражением
Zp2 + 2нагр2 ~ 2 (Zpl+ZHarpl+Zc2).
где все сопротивления приведены к числу витков главной статорной
обмотки.
Недостаток описанной схемы линейного поворотного трансфор-
матора состоит в том, что она не может быть использована в уст-
ройствах, где нагрузка ZHarpl переменная. При изменении ZHarpl будет
нарушаться условие симметрирования и, как следствие, линейность
зависимости £р1 от угла 0.
Выходная характеристика линейного поворотного трансформа-
тора при выполнении условия симметрирования представлена на
рис. 5.11.
Масштабный поворотный трансформатор
Масштабные поворотные трансформаторы МПТ применяют для
согласования масштабов отдельных узлов, схем. Это значит, что они
должны приводить в соответствие выходное напряжение предыду-
щей ступени схемы с требуемым входным напряжением последую-
щей ступени без нарушения закона изменения напряжения. В общем
случае все способы согласования масштабов можно разделить на
два основных вида: образование сигнальных напряжений и образо-
вание смещающих напряжений.
В первом случае масштабный поворотный трансформатор вклю-
чают по обычной схеме синусного поворотного трансформатора
с первичным симметрированием (см. рис. 5.6, а). На зажимы глав-
ной статорной обмотки с±с2 подается выходное напряжение пре-
дыдущей ступени схемы. Выходное напряжение поворотного транс-
форматора С7р1, снимаемое с зажимов обмотки р-^рг, является вход-
ным сигналом для последующей ступени схемы. В соответствии
с (5.4) при фиксированном угле 0 сигнал Upl изменяется пропорцио-
нально сигналу Uх с масштабным коэффициентом j^sinO. Коэффи-
циент трансформации по напряжению ka—UvvnaxIL\ ~ /гтр, но его
фактическое значение зависит от величины и характера нагрузки.
Требуемый масштаб передачи сигнала выбирают путем плавного
поворота ротора, после чего ротор фиксируется стопором. В описы-
ваемой схеме включения масштабный коэффициент может плавно'
изменяться в диапазоне от 0 до /гтр. При использовании специаль-
ных схем включения [15] диапазон плавного регулирования мас-
штабного коэффициента может быть увеличен.
Образование смещающих напряжений (рис. 5.12, а) используют
в основном для расширения пределов работы линейного поворотного
трансформатора при однозначном изменении входной величины
(угла 0). Результирующее выходное напряжение 17рез образуется за
счет суммирования выходного напряжения UebK линейного поворот-
ного трансформатора с неизменным напряжением смещения UCM,
равным максимальному значению выходного напряжения линейного
поворотного трансформатора в линейном диапазоне t/BbIXтаХ, т. е.
при +60° (см. рис. 5.11). Благодаря этому нулевое положение ро-
тора смещается на 60° влево по оси абсцисс из точки 0 в О'. При
повороте ротора на 60° от нового нулевого положения выходное
напряжение линейного поворотного трансформатора отсутствует
и результирующее напряжение равно только напряжению смещения.
При повороте ротора на 120° оба напряжения имеют одну и ту же
фазу; они равны по величине, вследствие чего результирующее
напряжение равно сумме напряжений
Пред 2{/вых гаах-
На рис. 5.12,6 изображена схема линейного поворотного транс-
форматора со смещением. Напряжение смещения UCM снимается
с масштабного поворотного трансформатора МПТ-, ротор этого МПТ
поворачивается в такое положение, при котором выходное напря-
жение равно требуемому. Оба поворотных трансформатора симмет-
рируются по первичной стороне.
Так как для масштабного поворотного трансформатора не тре-
буется точная зависимость напряжения от угла 0, то может быть
использован поворотный трансформатор низкого класса точности.
Поворотный трансформатор-построитель
Схему поворотного трансформатора-построителя, показанную на
рис. 5.13, применяют для определения гипотенузы (как по величине,
так и по углу) прямоугольного треугольника по двум заданным
катетам. Обмотки статора с3с4 и присоединяют к однофазной
сети через делитель напряжения R, позволяющий устанавливать на
Рис. 5.13. Схема поворотного транс-
форматора-построителя
входе обмоток требуемые вели-
чины напряжений UC1 и Сс2.
На зажимы одной из роторных
обмоток подключают вольтметр,
шкала которого при необходи-
мости градуируется непосред-
ственно в линейных мерах.
Вторая роторная обмотка питает
обмотку управления У испол-
нительного асинхронного дви-
гателя ИД. Обмотку возбужде-
ния В этого двигателя подклю-
чают через конденсатор к той
же сети, что и статорные
обмотки поворотного трансфор-
матора. Роторы исполнитель-
ного двигателя и поворотного
трансформатора связаны меха-
нически через редуктор. Схема
работает следующим образом.
Т ребуется определить гипоте-
нузу а прямоугольного тре-
угольника (рис. 5.14, а) по известным катетам сг и с2. Эти катеты
задаем в схему в виде напряжений С7с1 и t/c2, приложенных к об-
моткам поворотного трансформатора:
С/С1 ' ' С1> ^С2 ~ С2-
М. д. С. обмоток С1С2 и создают неподвижные в пространстве,
пульсирующие по осям обмоток магнитные потоки ФС1 и Фс2
(рис. 5.14,6), модули которых при отсутствии насыщения магнито-
провода будут пропорциональны вызвавшим их напряжениям 17с1
и f/c2. В результате геометрического сложения этих потоков возни-
кает результирующий магнитный поток Фа, расположенный в про-
странстве относительно обмоток схсг и с3с4 под теми же углами, что
и гипотенуза а исходного треугольника. Очевидно, что величины
Рис. 5.14. Пространственная
диаграмма потоков в пово-
ротном трансформаторе-
построителе
Рис. 5.15. Поворотный
трансформатор как преоб-
разователь координат
потоков Фс1< Фс2, Фа пропорциональны сторонам си с2 и а треуголь-
ника. Магнитный поток Фа наводит в обмотках ротора э. д. с. £ (
И Ер2.
Э. д. с. Ер2 обмотки р3р4 создает на зажимах обмотки управления
исполнительного двигателя напряжение t/p2. Ротор двигателя начи-
нает вращаться и через редуктор поворачивать ротор поворотного
трансформатора. Когда обмотка р8р4 займет положение, при котором
ее ось будет перпендикулярна оси магнитного потока Фа, э. д. с.
этой обмотки станет равной нулю и ротор исполнительного двига-
теля остановится. При этом ось обмотки ргр2 совпадет с осью по-
тока Фа и вольтметр покажет напряжение Ер1 максимально возмож-
ной величины, которое и будет пропорционально гипотенузе а ис-
ходного треугольника. Угол поворота ротора будет определять
угловое положение гипотенузы относительно катетов.
Выполненная поворотным трансформатором операция соответст-
вует определению величины вектора и его аргумента по заданным
составляющим в прямоугольной (декартовой) системе координат. Это
означает, что поворотный трансформатор-построитель может выпол-
нять преобразование от декартовых к полярным координатам.
С помощью поворотного трансформатора можно легко решать
задачу преобразования от одной декартовой системы координат
к другой при повороте их осей (рис. 5.15). Совместим оси коорди-
нат ОХ и OY исходной системы с обмотками статора, а повернутую
на угол 0 систему координат ОХ' и OY' — с осями обмоток ротора.
При подаче на обмотки статора и csc4 напряжений (/с1 и Осг
значения напряжений на обмотках ротора* будут определяться взаи-
моиндукцией с обеими статорными обмотками. В соответствии с (5.4)
и. (5.23) можно записать
(/Р1=/г£/ (t/cl sin 0+6'с2 cos б); (5.34)
(*>«cos 9 — йы s’n б). (5.35)
Полученные соотношения дают с точностью до масштабного коэф-
фициента известные формулы преобразования координат. Следует
отметить, что симметрирование поворотного трансформатора в схеме
построителя осуществляется за счет того, что каждая статорная
обмотка- является не только индуктирующей по отношению к об-
моткам ротора, но и компенсирующей по отношению к другой ста-
торной обмотке.
§ 5.6. ПОГРЕШНОСТИ ПОВОРОТНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Поворотные трансформаторы обычно работают в устройствах и
приборах высокой точности, где вопрос погрешностей является одним
из основных. Погрешности преобразования углового перемещения
в напряжение у поворотных трансформаторов в зависимости от их
физической природы можно подразделить на четыре группы 118].
1. Погрешности, определяемые принципом работы в данном
режиме. У синусно-косинусных поворотных трансформаторов — это
отклонение выходной характеристики от синусоидальной вследствие
неточности симметрирования [выражение (5.12)1, у линейных — откло-
нение выходной характеристики от линейной вследствие неточности
аппроксимации [выражения (5.26) и (5.32)1.
2. Погрешности, определяемые конструкцией. Они вызываются в
основном несинусоидальностью распределения м. д. с. обмоток вдоль
окружности машины, изменением магнитного сопротивления воздуш-
ного зазора вследствие наличия пазов на поверхностях статора и ро-
тора, нелинейностью кривой намагничивания и явлением гистерезиса.
Уменьшение этих погрешностей достигается путем применения
специальных «синусных» схем обмоток, за счет скоса пазов статора
или ротора на 1—1,5 зубцовых деления, выполнения магнитопровода
поворотного трансформатора ненасыщенным.
3. Погрешности, определяемые технологией изготовления. Основ-
ными источниками этих погрешностей являются эксцентриситет
расточек статора и ротора, асимметрия магнитопровода, неточность
расположения и скоса пазов, наличие короткозамкнутых витков в
обмотках и листов в магнитопроводе, ошибки при выполнении обмотки.
Для уменьшения этих погрешностей требуется устанавливать жесткие
допуски. на эксцентриситет и эллиптичность статора и ротора. Сбор ку
пакетов статора и ротора следует производить веерным способом с
учетом магнитной анизотропии листов. Не допускать возникновения
короткозамкнутых витков и листов или несовпадения чисел витков
в обмотках.
Влияние технологических погрешностей можно представить как
появление некоторой добавочной э. д. с. Л£дОб в выходных обмот-
ках. Э. д. с. Д£доб имеет в общем случае две составляющие: э. д. с.
(напряжение) ошибки кЕош, совпадающую по фазе с выходной э. д. с ,
и остаточную э. д. с. ДЕОСТ, сдвинутую по фазе на 90°. При этом
в расчетных точках с нулевым выходным напряжением (нулевых
точках) э. д. с. становится отличной от нуля.
Э. д. с. ошибки А£ош может быть скомпенсирована основной вы-
ходной э. д. с. путем дополнительного поворота ротора на угол,
при котором Евых = —Д£ош, т. е. обусловливает асимметрию нуле-
вых точек. Асимметрия характеризует в. .основном неперпендику-
лярность обмоток статора и ротора.
Остаточная э. д. с. ДЕОСТ не компенсируется дополнительным
поворотом ротора. Поэтому в поворотных трансформаторах выходное
напряжение никогда не обращается в нуль в пределах оборота, а лишь
приобретает некоторое минимальное значение.
Технологические погрешности приводят также к тому, что обмотки
статора (ротора) оказываются неперпендикулярными. При этом
поток возбуждения наводит э. д. с. во вспомогательной (квадратурной)
обмотке.
4. Погрешности, определяемые условиями эксплуатации. При из-
менении температуры окружающей среды меняется активное сопротив-
ление обмоток. Колебания частоты напряжения сети вызывают измене-
ние индуктивных сопротивлений. Изменение амплитуды напряжения
сети автоматически сказывается на величине выходного напряжения.
Класс точности поворотных трансформаторов устанавливается
для нормальных условий эксплуатации. При определении класса
точности поворотных трансформаторов учитываются следующие
показатели:
1) ошибка в выработке синусоидальной (косинусоидальной) зави-
симости для синусно-косинусного поворотного трансформатора в про-
центах от максимального выходного напряжения Uвых так»
2) ошибка в выработке линейной зависимости для линейного
поворотного трансформатора в линейной зоне в процентах от С/вых так,
соответствующего концу линейной зоны;
3) асимметрия нулевых точек в угловых единицах, под которой
понимается максимальное отклонение углов с минимальным напря-
жением выходных обмоток от расчетных 0, 90, 180 и 270°; .
4) максимальное значение э. д. с. в квадратурной обмотке в про-
центах от напряжения возбуждения при разомкнутых роторных
обмотках;
5) остаточная э. д. с. в нулевых точках в процентах от напряжения
возбуждения 67х.
Класс точности устанавливается по наихудшему из параметров.
В табл. 5.1 приведены основные показатели точности поворотных
трансформаторов различных классов [18].
Таблица 5.1
Тип поворотных трансформаторов Параметры точности Классы точности
0,01 0,02 0,05 0,1 0,2
Синусно-косинусные Линейные Максимальная ошибка, % (7вых шах Максимальная ошибка, % Пихтах ±0,01 ±0,02 ±0,05 ±0,05 ±0,1 ±0,1 ±0,2 ±0,2
§ 5.7. СИНУСНО-КОСИНУСНЫЕ ПОВОРОТНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ
В СИСТЕМАХ ДИСТАНЦИОННОЙ передачи углового перемещения
повышенной точности
Системы дистанционной передачи углового перемещения, в кото-
рых используют сельсины в трансформаторном режиме (§ 4.4),
имеют абсолютную погрешность не менее 10—30'. Применение
в качестве датчиков и приемников таких систем двухполюсных
Рис. 5.16. Однокавальная система дистанционной передачи угло-
вого перемещения
синусно-косинусных поворотных трансформаторов (рис. 5.16), точ-
ность которых значительно выше, чем у сельсинов, позволяет
снизить погрешность передачи до 1—5'. Принцип работы системы,
изображенной на рис. 5.16, и ее выходная характеристика не
отличаются от рассмотренного ранее трансформаторного режима
сельсинов. Наиболее часто в схемах с поворотными трансформато-
рами обмотками синхронизации служат обмотки статора qc2 и с3с4,
обмотками возбуждения и выходными — обмотки ротора pt р2 и р3 р4.
Одним из путей дальнейшего повышения точности передачи
углового перемещения является создание двухканальных систем,
работающих по методу грубого и точного отсчета, в которых
датчиками и приемниками служат синусно-косинусные поворотные
трансформаторы [26, 28]. Двухканальные системы могут быть
с механической или электрической редукцией между грубым и
точным каналами.
Рассмотрим принцип работы двухканальной системы с механи-
ческой редукцией (рис. 5.17). Датчики и приемники обоих каналов
двухполюсные. Оси датчиков грубого и точного каналов соединены
между собой посредством ускоряющего редуктора Ред. 2 с переда-
Рис. 5.17. Лвухкаиальная система дистанционной передачи углового
перемещения
точным отношением I, т. ё. углы поворота датчиков грубого 0ДГ
и точного 0ДТ каналов связаны соотношением
6дт=0дгг. (5.36)
где t>l.
Аналогично соединены между собой оси приемников грубого
и точного каналов. У равнения напряжения на зажимах выходных
обмоток грубого Ur и точного t/T каналов без учета погрешности
могут быть записаны на основании (4.29) и (5.36)
t4=C7rmaxsinGr; t/T=(/Tn,axsin(er0, (5.37)
где 0„ — угол рассогласования системы по грубому каналу.
Выходные характеристики грубого и точного каналов, соответ-
ствующие уравнениям (5.37), показаны на рис. 5.18.
Выходные напряжения грубого и точного каналов поступают на
усилитель У (рис. 5.17), который питает обмотку управления
исполнительного двигателя ИД. Исполнительный двигатель через
редуктор Ред. 1 поворачивает объект управления ОУ и роторы
приемников на заданный угол.
Усилитель работает таким образом, что при малом угле рассо-
гласования 0„ для управления двигателем используется выходное
напряжение точного канала, а при больших 0Р происходит автома-
тическое переключение на управление двигателем с помощью
выходного напряжения грубого канала. При этом следящая система
приводится в согласованное положение с погрешностью точного
канала, а самосинхронизация системы осуществляется грубым
каналом. Точный канал не может обеспечить самосинхронизации
системы, так как он имеет t положении устойчивого равновесия
в пределах оборота задающей оси 0дг=360°. Это наглядно видно
из формул (5.37) и рис. 5.18, а и б, где пространственный период
кривой напряжения UT в i раз меньше, чем кривой напряжения Ur.
При нечетном значении (рис. 5.18, а) передаточного отношения
i редукторов Ред. 2 и Ред. 3 точка неустойчивого равновесия
грубого канала 0г=180° не совпадает с точкой устойчивого равно-
Рис. 5.18. Выходные характеристики гру-
бого и точного каналов
весия точного канала и ус-
ловие самосинхронизации
системы обеспечивается пол-
ностью.
Если передаточное отно-
шение i четное (сплошные
линии на рис. 5.28, б), то
точка устойчивого равнове-
сия точного канала совпа-
дает с точкой неустойчивого
равновесия грубого канала.
Если работе системы соответ-
ствует точка бг^180°, точный
канал доводит ее до 0Г=18О°
и фиксирует это положение
как устойчивое — возникает
«ложный нуль». Чтобы уст-
ранить • описанное явление,
поступают следующим об-
разом. К выходному напря-
жению грубого канала добавляют напряжение смещения Uсм посто-
янной амплитуды (пунктирная прямая на рис. 5.18, б).
Датчику или приемнику грубого канала задается начальный
грубого
угол смещения 0СМ. Уравнение выходного напряжения
канала принимает следующий вид:
С/Г=С/Г max Sin (0r - ©см) +^см- (5-38)
Если 0СМ и UCM выбраны так, что выполняется условие
^см ’^г max sin ©см»
то в (5.38) напряжение Ur=G при 0Г==О° и (18О° + 20СМ). Это значит,
что точки устойчивого равновесия обоих каналов совпадают, а точка
неустойчивого равновесия грубого канала сдвигается относительно
ближайшей точки устойчивого равновесия точного канала на угол
20см (пунктирная кривая на рис. 5.18, б). Угол 20см должен быть
меньше пространственного полупериода кривой напряжения точного
канала, т. е.
20
Как указывалось ранее, точность двухканальной системы дистан-
ционной передачи угла определяется погрешностью в точном канале.
Технологические погрешности поворотных трансформаторов и раз-
брос их параметров приводят к тому, что при нулевом угле рассо-
гласования системы (0Г=О) на выходе приемников обоих каналов
появляются добавочные напряжения и следящая система поворачи-
вает объект управления на угол 0=^ОД.
На основе анализа погрешностей, проведенного в § 5.6, можно
утверждать, что такой поворот происходит за счет составляющих
добавочных напряжений, совпадающих по фазе с соответствующими
напряжениями рассогласования t/pmax и £/ттах. Эти составляющие
добавочного напряжения называют напряжениями ошибки грубого
Д(70Ш. г и точного Д{7Ош. т каналов. Квадратурные составляющие
добавочных напряжений (остаточные напряжения) непосредственно
угловой погрешности не вызывают. Однако они снижают чувстви-
тельность системы, приводят к протеканию тока в цепях управле-
ния усилителя и исполнительного двигателя при согласованном
положении системы.
При использовании в грубом и точном каналах одинаковых
поворотных трансформаторов амплитуды выходных напряжений
и амплитуды напряжений ошибки будут одинаковые:
max ^тах»
Дб^ош. г==Д6^ош. т==Д6^ошв
Тогда с учетом (5.37) имеем
С/г=С/тахып0Р+ДС/ош; (5.39)
t4=f7max sin (0rt) + Д(/Ош.
Удельное выходное напряжение (крутизна) обоих каналов опре-
деляется по формулам [в угл. мин.]
Ur. = ^ах; (5.40)
г
U —(—t'U'
е'т. ул — [ 1 ’-'max,
V dt)r ) ег 5:0
т. е. крутизна выходной характеристики точного канала в i раз
больше, чем грубого
^т.ул=^г.уД. (5.41)
Угловая погрешность дистанционной передачи, обеспечиваемая
каждым из каналов, определяется как отношение амплитуды напря-
жения ошибки к удельному выходному напряжению:
Д0г=Д(/ош/С/г.уж >
Д0т=Д{7ош/С7т.ул =Д1/Ош/^г.уд. (5-42)
Из (5.42) следует, что
Дет=Д0г/1, (5.43)
т. е. в двухканальной системе за счет наличия точного канала ста-
тическая погрешность в t раз меньше, чем в одноканальной.
Однако соотношение (5.43) справедливо только в том случае,
если угловая ошибка в зацеплении редуктора равна нулю. В реаль-
ных редукторах имеется угловая погрешность зацепления Д0Рсд,
связанная с неточностью изготовления шестерен и люфтом. Угловую
погрешность системы с учетом параметров редуктора определяют
по формуле
Д0=^+Д0ред. (5.44)
Как следует из выражения (5.44), увеличение передаточного
отношения I дает существенное уменьшение погрешности Д0 только
до тех пор, пока Д0Т не становится соизмеримой с Д0Ред. Кроме
того, при больших значениях i возрастает скоростная погрешность,
обусловленная э. д. с. вращения, наводимой в обмотках синхрони-
зации датчика и. приемника точного канала. Увеличивается момент
сопротивления повороту входной оси системы за счет приведенных
моментов трения датчика точного канала и редуктора, что за-
трудняет передачу угла от маломощных устройств. Поэтому в двух-
канальных системах передаточное отношение редукторов i обычно
не превышает 33.
Основным направлением при создании систем дистанционной пе-
редачи угла повышенной точности с погрешностью менее 1 угловой
минуты является применение в двухканальной системе принципа
электрической редукции. Двухканальная система с электрической
редукцией отличается от системы с механической редукцией, изо-
браженной на рис. 5.17, тем, что:
а) датчик и приемник точного канала являются многополюсны-
ми поворотными трансформаторами с числом пар полюсов рт;
б) механические редукторы Ред. 2 и Ред. 3 заменены прямыми
механическими связями с передаточным отношением 1.
При такой схеме одному обороту задающей оси соответствует
один пространственный период выходного напряжения грубого ка-
нала Ur и рг пространственных периодов выходного напряжения
точного канала UT, т. е. передаточное отношение между каналами
i=pT. Это значит, что уравнениями выходных напряжений двухка-
нальной системы с электрической редукцией являются выраже-
ния (5.37) при i=рт, а сами выходные характеристики имеют вид
графиков, изображенных на рис. 5.18. Следовательно, в случае
использования в грубом и точном каналах поворотных трансформа-
торов с одинаковой амплитудой выходного напряжения и одинако-
вым напряжением ошибки для оценки соотношения погрешностей
грубого и точного канала можно использовать выражение (5.43):
Д0т=Д0г/рт. (5.43')
Поскольку механические редукторы между каналами отсутствуют,
то в формуле (5.44) Д0ред=О и погрешность системы определяется
в основном угловой погрешностью точного канала
Д0=Д0т=Д0г/рт.
(5.44')
Таким образом, применяя правильно спроектированные датчики
и приемники в обоих каналах системы с электрической редукцией,
можно уменьшить погрешность системы в рт раз. Кроме того,
в многополюсных поворотных трансформаторах, как уже указы-
валось, происходит усреднение погрешностей, вносимых технологией
изготовления. В результате может оказаться, что напряжение ошиб-
ки точного канала ДС/Ош.т<АС/Ош.гИ погрешность системы
Рт
Благодаря отсутствию механического редуктора между датчика-
ми грубого и точного каналов уменьшается момент сопротивления
повороту входной оси, что создает возможность передачи углового
перемещения от маломощных устройств.
Условия самосинхронизации двухканальной системы с электри-
ческой редукцией и вытекающие из них правила выбора величины
передаточного отношения такие же, как для системы с механической
редукцией.
В двухканальных системах с электрической редукцией наряду с
раздельно выполненными двухполюсными и многополюсными пово-
)отными трансформаторами используют Совмещенные конструкции.
3 совмещенной конструкции двухполюсная и многополюсная обмот-
ки укладывают на одном и том же пакете статора и ротора в одни
и те же пазы. При этом снижаются суммарные габариты и вес дат-
чиков и приемников, исключается операция совмещения нулей гру-
бого и точного каналов. Если двухполюсная и многополюсная
обмотки создают синусоидально распределенные м. д. с., то между
ними нет потокосцепления взаимоиндукции и работа грубого и точ-
ного каналов является независимой.
§ 5.8. ПРИМЕНЕНИЕ ПОВОРОТНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Поворотные трансформаторы широко применяют в автомати-
ческих счетно-решающих устройствах, предназначенных для опера-
ций трех основных видов:
1) алгебраических — суммирования, умножения, деления, возве-
дения в степень и извлечения корня;
2) тригонометрических — получения синусных, арксинусных, тан-
генсных, арктангенсных, секансных и т. д. зависимостей амплитуды
напряжения от угла поворота;
3) преобразования координат.
Рассмотрим устройство для автоматического умножения двух
переменных X и У, структурная схема которого представлена на
рис. 5.19. В устройство входят два электрических каскада поворот-
ных трансформаторов, элемент сравнения С и расшифровывающая
следящая система. Первый каскад состоит из линейных поворотных
трансформаторов ЛГ1Т1 и ЛПТ^, второй каскад —из линейного по-
воротного трансформатора ЛПТ9 и масштабного МПТ, которым
устанавливается масштаб К', следящая система — из электронного
1
ЛПТг и ЛП1\-. ротор ЛПТг
Рис. 5.19. Структурная схема
автоматического умножающего
устройства
усилителя ЭУ и исполнительного двигателя с редуктором И.Д.
Сигнал на усилитель поступает из узла сравнения С, а выходное
напряжение подается на обмотку управления ИД. Вал исполнитель-
ного двигателя механически связан с ротором Л ПТ %.
Работа множительного устройства заключается в следующем.
Ввод переменных сомножителей осуществляется поворотом роторов
поворачивается на угол, пропорцио-
нальный X, а ротор ЛПТ2 — на
угол, пропорциональный Y. Тогда
в соответствии с принципом работы
линейных поворотных трансформа-
торов напряжение на выходе пер-
вого каскада равно UrXY. На выхо-
де второго каскада напряжение рав-
но UrKZ, где Z — величина, пропор-
циональная углу поворота ротора
ЛПТа. Если напряжение U-j(Z не
равно С/рХУ, то в узле сравнения
образуется напряжение рассогласо-
вания, поступающее на вход усили-
теля. Усиленное напряжение подается
на ИД, который поворачивает ротор
происходит до тех пор, пока не устанавли-
Л ПТ %. Отработка угла
вается равенство
(5.45)
Из (5.45) получаем
Z=—ху
К
(5.46)
где — масштаб умножения.
На основании уравнения (5.46) можно утверждать, что угол по-
ворота ЛПТ9 автоматически устанавливается пропорциональным
произведению переменных X и Y.
Выбирая тип поворотных трансформаторов и определяя места их
расположения в схеме счетно-решающего устройства, следует руко-
водствоваться следующим [12]:
1. При построении счетно-решающего каскада необходимо про-
извести первичное или вторичное симметрирование всех его эле-
ментов.
2. Поскольку входное сопротивление линейных поворотных транс-
форматоров с первичным симметрированием не постоянно, то такие
ЛПТ желательно включать в начале каскада. По этой же причине
нежелательно последовательное включение двух ЛПТ.
3. Так как входные напряжения поворотных трансформаторов,
находящихся в середине каскада, могут изменяться в широких пре-
делах, магнитопроводы их должны быть выполнены из пермаллоя.
Магнитопроводы поворотных трансформаторов, находящихся в на-
чале каскада, могут быть из электротехнической стали.
4. Для получения высокой точности работы схемы необходимо,
чтобы при каскадном соединении поворотных трансформаторов входное
сопротивление ZBx2 каждой последующей машины было примерно
в 30—40 раз больше выходного * сопротивления ZBbIxl предыдущей
машины. Если учесть, что при kTp, близком к единице,
^вых~0>1^р
то для выполнения указанного условия соотношение между вели-
чинами входных сопротивлений машин, соединяемых в каскад,
должно быть
^вх2~ЗА;Тр |ZBK1.
, Поэтому основные типы поворотных трансформаторов выпускают
в виде серий с градацией по входному сопротивлению ZBX.
5. При преобразованиях напряжений во всех поворотных транс-
форматорах образуются фазовые сдвиги вторичных напряжений
относительно напряжений питания. В случае их каскадного соеди-
нения происходит накопление фазовых погрешностей. Поэтому на-
пряжения, поступившие в элемент сравнения по разным цепям,
могут оказаться не совпадающими по фазе. А так как их полная
компенсация невозможна, снижается точность работы вычислитель-
ного устройства. Следовательно, должны быть предусмотрены меры
взаимного фазирования сигнальных напряжений. Напряжение кас-
када фазируют обычно только в конце каскада.
Рассмотрим возможность применения поворотного трансформато-
ра в устройствах электронной промышленности на примере траекто-
графа МИФИ (схема приведена на рис. 5.20).
Такие траектографы автоматически вычерчивают траектории за-
ряженных частиц в электрических и поперечных магнитных полях,
не поддающихся аналитическому расчету. Знание этих траекторий
необходимо при разработке и конструировании электронно-лучевых
приборов.
Траектограф состоит из электролитической ванны, в которой
устанавливается модель исследуемой системы электродов; решающего
устройства с самодвижущейся кареткой и электронными блоками;
двухштырькового зонда, перемещающегося в ванне. Каретка имеет
два опорных свободно вращающихся колеса 2 и одно направляющее
колесо 1, которое может поворачиваться относительно продольной
оси У каретки. На оси опорных колес установлен отметчик 3, вы-
черчивающий кривую. Каретка получает поступательное движение
на плоскости от непрерывно вращающегося приводного двигателя.
Согласно рис. 5.20 мгновенный радиус кривизны кривой, вычерчи-
ваемой отметчиком:
(5.47)
tge’
где 0 — угол поворота плоскости направляющего колеса по отноше-
нию к продольной оси каретки.
Зонд с помощью механического координатного устройства связан
с кареткой так, что он непрерывно перемещается и плоскость его
измерительных штырьков все время параллельна оси направляющего
колеса каретки и нормальна к направлению движения (вектору
скорости V). Зонд непрерывно измеряет две величины: U — прой-
денную разность потенциалов и Еп — нормальную к траектории
составляющую напряженности электрического поля. Эти величины
определяют мгновенный радиус кривизны траектории заряженной
частицы в поле
(5.48)
2U
Еп
Рис. 5.20. Схема траектографа МИФИ
(5.49)
Из уравнений (5.47) и (5.48) видно, что отметчик каретки вы-
чертит кривую, совпадающую с траекторией заряженной частицы,
движущейся в моделируемом поле, если в любой точке поля будет
удовлетворяться уравнение
Ь 2U
tge
Это уравнение, преобразованное к виду
2U sin0=6£„cos0, (5.50)
является основным уравнением траектографа. Автоматическое реше-
ние уравнения (5.50) производится поворотным трансформатором ПТ
и исполнительным асинхронным двигателем ИД, управляющим по-
воротом колеса, которые расположены на самодвижущейся каретке.
Измеренные зондом в ванне величины U и Еп после усиления
электронными усилителями при введении необходимых коэффициен-
тов и временных сдвигов подводятся к поворотному трансформато-
ру. На обмотки qc2 и с8с4 статора ПТ поступают напряжения, про-
порциональные соответственно 2(7 и ЬЕп и сдвинутые относительно
Друг друга на 180°. В соответствии с (5.34) с обмотки рхра ротора
снимается напряжение
. йР1=ku [2U sin 0+ЬЁп cos о).
(5.51)
Р'го напряжение подводится к обмотке управления У исполни-
тельного двигателя ИД.
Угол 0 поворота ротора поворотного трансформатора задается
направляющим колесом каретки посредством механической связи.
Если угол 0 такой, что удовлетворяется условие (5.50), то </Р1=0
и угол поворота направляющего колеса не меняется. При невыпол-
нении равенства (5.50) появляется напряжение рассогласования
£/р1=#0. Ротор ИД начинает вращаться и поворачивает направ-
ляющее колесо каретки и ротор поворотного трансформатора до
тех пор, пока вновь не будет выполняться равенство (5.50).
Таким образом, при непрерывном поступательном движении ка-
ретки угол поворота направляющего колеса определяется уравне-
нием (5.50). Мгновенный радиус кривизны кривой все время удов-,
летворяет уравнению (5.48) и укрепленное на каретке перо отмет-
чика автоматически вычерчивает искомую траекторию. Траектория
может быть вычерчена с погрешностью не более 1%, причем время
на построение одной траектории не превышает 3—5 мин.
В описанной схеме траектографа поворотный трансформатор
играет роль счетно-решающего элемента и измерителя угла рассо-
гласования между траекторией заряженной частицы и направлением
движения каретки.
Поворотные трансформаторы применяют в системах дистанцион-
ной передачи угла высокой точности (§ 5.7). Примером применения
поворотных трансформаторов в системах дистанционной передачи
может служить также схема рис. 4.17, рассмотренная в гл. IV.
В системах автоматики и телемеханики поворотные трансформа-
торы часто используют при построении преобразователей угол — на-
пряжение и угол — фаза.
ЛИТЕРАТУРА
1. Костенко М. П, Пиотровский Л. М. Электрические машины.
Ч. 1 и 2. «Энергия», 1965.
2. Г о р я и н о в Ф. А. Электромашинные усилители. ГЭИ, 1962.
3. И о с и ф ь я н А. Г., К а г а и Б. М. Основы следящего привода. ГЭИ, 1954.
4. Чечет Ю. С. Электрические машины автоматических устройств. «Энер-
гия», 1964.
5. К а а с и к П. Ю., Несговорова Е. Д. Управляемые асинхронные дви-
гатели. «Энергия», 1965.
6. - Е р м о л и н Н. П. Электрические машины малой мощности. «Высшая шко-
ла», 1967.
7. Б е р г ш т е й и С. Г. Импульсное управление скоростью вращения электро-
двигателей. «Энергия», 1964.
8. Казанский В. М., Ос но ви ч Л. Д. Малоинерциоиные электродвига-
тели постоянного тока с печатной обмоткой на якоре. «Энергия», 1965.
9. Лебединский М. А. Технология электровакуумного производства.
ГЭИ, 1961.
10. Александрова А. Т. и др. Технологическое оборудование электро-
вакуумного производства. ГЭИ, 1962.
‘ 11. Круг Е. к., Минина О. М. Электрические регуляторы промышленной
авт оьштики.^ГЭИ, J*9^ д д и Электрические машины малой мощности. ГЭИ,
1963.
13, СвечарникД. В. Дистанционные передачи. ГЭИ, 1966.
14. Б е р т и н о в А. И. Электрические машины авиационной автоматики.
Оборонгиз, 1961. 1'
15. Чернышев В. О. Поворотные трансформаторы и их применение в (вы-
числительных и автоматических устройствах. «Энергия», 1965.
16. О в ч и и и и к о в И. Е., Лебедев Н. И. Бесконтактные двигатели по-
стоянного тока автоматических устройств. «Наука», 1966.
17. Тун А. Я. Тахогенераторы для систем управления электроприводами.
«Энергия», 1966.
18. Хрущев В. В. Электрические микромашины. «Энергия», 1969.
19. Микродвигатели для систем автоматики (технический справочник). Под.
ред. ЛодочниковаЭ. А. и ЮфероваФ. М. «Энергия», 1969. -
20. Надежность и качество электрических машин малой мощности. Сб. ВНИИ
Электромаш АН СССР. «Наука», 1971.
21. По ловко А. М. Основы теории надежности. «Наука», 1964.
22. Электротехнический справочник. Т. 111, кн. 1. «Энергия», 1966.
23. Ю ф е р о в Ф. М., Кацман М. М. Электрические машины автоматиче-
ских систем. «Высшая школа», 1969.
24. Брускин Д. Э., 3 о р о х о в и ч А. Е., Хвостов В. С. Электрические
машины и микромашины. «Высшая школа», 1971.
25. Б е р т и и о в А. И., Барлей В. В. Электрические машины с катящимся
ротором. «Энергия», 1969.
26. П у л ь е р Ю. М. Индукционные электромеханические элементы вычисли-
тельных и дистанционных следящих систем. «Машиностроение», 1964.
27. Лопухина Е. М., Сомихина Г. С. Асинхронные микромашины с по-
лым ротором. «Энергия», 1967.
28. Ахметжанов А. А. Системы передачи угла повышенной точности.
«Энергия», 1968.
29. Кононенко Е. В. Синхронные реактивные машины. «Энергия», 1970.
30. К ел им JO. М. и др. Совмещенные электрические машины для автома-
тики. «Энергия», 1969.
31. Дискретный электропривод с шаговыми двигателями. Под ред. Чили-
кина М. Г. «Энергия». 1971.
32. Ю ф е р о в Ф. М., Колесников В. П., Осин И. Л. Особенности уг-
ловых характеристик синхронных микродвигателей с постоянными магнитами.
«Электричество», 1969, № 9.
33. К а а с и к П. Ю. и др. Расчет управляемых короткозамкнутых микродви-
гателей. «Энергия», 1972.
34. А д а м е н к о А. И. Методы исследования несимметричных асинхрон-
ных машин. «Наукова Думка», 1969.
ПРИЛОЖЕНИЯ
ТЕХНИЧЕСКИЕ ДАННЫЕ НЕКОТОРЫХ СЕРИЙ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
МИКРОМАШИН
Таб ли ца П.1
Электромашинные усилители поперечного поля
Тип усилителя Номинальная мощность, кВт | Выходное на- пряжение, В Ток нагрузки, А
ЭМУ-ЗА 0,22 60 3,33
ЭМУ-ЗА 0,22 110 1,82
ЭМУ-ЗП 0,35 60 5,00
ЭМУ-ЗП 0,35 110 2,75
ЭМУ-5А 0,55 60 8,30
ЭМУ-5А 0,55 по 4,50
ЭМУ-5П 0,75 60 11,70
ЭМУ-5П 0,75 110 6,40
ЭМУ в общем корпусе
с приводным двигателем
постоянного тока (П) или
асинхронным (А)
Тип конструкции
Таблица П.2
Бесконтактные микродвигатели постоянного тока серии МБ
Группа Тип микро- двигателя и ном В м ном Н-м п ' , об/мин ном * I ном А Габариты двига- теля, мм Объем ком- мутатора, см’
1 МБ-11-Н2-01 27 0,004 2000 + 1,5% 0,1 0 35 x 78 400
М6-12-Н2-01 27 0,01 2000 -1,5% 0,19 0 35x85 400
МБ-21-Н2-01 27 0,02 2000 + 1,5% 0,34 0 40x95 400
МБ-22-Н2-01 27 0,04 2000+1,5% 0,65 0 40X105,5 500
11 МБ-11-Н1-08 27 0,015 9000 1,1 0 35x71 600
МБ-11-НЗ-01 27 0,003 5000 0,14 0 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-21-Н1-02 29 0,012 4500 0,35 0 45,5x62 500
МБ-41-Н1-01 27 0,1 2000 1,8 0 70x87 800
МБ-41-Н1-02 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 4500 0,29 ——
МБ-22-23 27 0,017 6000 0.8 - —
МБ-11-26 27 0,004 3000 0,1 —«• —
МБ-31-27 27 0,04 12000 2,4
примечание. Микродвигатели группы
I имеют стабилизированную скорость вращения
Таблица! П.З Микродвигатели постоянного тона с дискорым якорем (опытные)
Электро- «1
Тип механи- 41 Неми- Номи- 41 S
ческая нальный нальная Q. У к
постояв- is о ® ® о а>-® момент. мощ- « о ч 5««,« W
вая вре- мени, с 2 О I О W аю ООО Н.м несть, Вт 2. s ж к g Ogg И ш О v (4 Ж I Й Q о ф СП
МРМ-4 0,017 3500 0,015 2 6
МРМ-61 — 3000 —— 50 7,5 12 ——
дп-зо —— 3500 0,1 — 6 12 ——-
ДГЮ-1 0,039 4000 2,44 1000 26 48
ДПО-2 0,018 3000 2,28 700 7,85 НО
ПДР-6 0,009 3000 0,2 60 7 14
ЯДР-3 0,006 3000 1,35 400 15 39 —
ПЯ-5 0,016 3000 ==. 5 1,67 6 0,355
ЛЯ-20 0,015 3000 1«1 ! 20 5,67 6 0,78
ЛЯ-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
Тип X 2 и. в Вее, Г абариты»
27 12
Г
двигателя ' М 1 м М / м
ном ном пуск НОМ ном пуск
е Н-м А Н-м Н-м А Н-м
ДПМ-20 9000 0,0015 0,15 0,006 0,0015 0,35 0,006 65 0 20x30
6000 0,002 0,15 0,005 0,002 0,30 0,005
4500 0,002 0,15 0,004 0,0015 0,25 0,004
2500 — — 0,002 0,001 0,10 0,002
ДПМ-25 9000 — — 0,015 0,0035 0,65 0,015 120 0 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
2500 0,005 0,15 0,008 0,005 0,26 0,008
ДПМ-30 9000 .— 0,035 0,007 1,2 0,035 220 0 30x45
6000 0,007 0,4 0,025 0,01 1,2 0,035
4500 0,01 0,50 0,03 0,01 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 0 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
Примечани я.
Электромеханическая постоянная времени микродвигателей серии ДПМ находится в пре-
делах 0,035—0,055 с.
Микродвигатели серии ДПМ применяют при следующих условиях эксплуатации:
1) температура окружающей среды от —60 до -|-60® С;
2) относительная влажность до 93% при температуре 20° С;
3} атмосферное давление от 2 до 0,5 ат;
4) вибрация мест крепления в любом направлении о частотой ®т 10 до 2000 Гц при
ускорении 10 g и амплитуде колебаний не более 1 ммз
5) линейное ускорение де 50 g в любом направлении.
Таблица П.51
Микродвигатели постоянного тока-с полым якорем серии ДПР
Тип микродви- гателя п, об/мин 17=12 В 47=6 В Вес, Г Габариты» мм
м ном Н-м I ном А м пуск Н-м м иом Н-м 1. , иом А м пуск Н • м
ДПР-22 9000 0.001 0,145 0,004 0,001 0,29 0,004 36 0 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
и=21 в 17=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 0,0025 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 0,03 150 0 25x54
6000 0,005 0,20 0,022 0,005 0,45 0,024
4500 0,005 0,16 0,017 0,005 0,35 0,019
2500 0,005 0,11 0,0107 0,005 0,24 0,017
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 0,081
4500 0,01 0,26 0,075 0,01 0,6 0,068
2500 0,01 0,16 0,042 0,01 0,35 0,051
ДПР-62 9000 0,02 1,00 0,2 0,02 2,4 0,19 410- 0 35x74
6000 0,02 0,72 0,17 0,02 1,5 0,177
4500 0,02 0,55 0,147 0,02 1,2 0,125
2500 0,02 0,33 0,082 0,02 0,73 0,081
ДПР-72 6000 0,04 1,35 0,35 0,04 3,0 0,32 600 0 40x84
4500 0,04 1,00 0,3 0,04 2,2 0,28
2500 0,04 0,6 0,19 0,04 1,3 0,185
Примечания.
Электромеханическая постоянная времени микродвигателей серии ДПР находится и пре-
делах 0,015—0,02 с.
Микродвигатели серии ДПР можно применять при следующих условиях эксплуатации:
1) температура окружающей среды от —60 до J-60® С;
2) относительная влажность среды до 98% при температуре 4 0° С;
3) атмосферное давление от 3 до 0,5 ат;
4) вибрация мест крепления в любом направлении с частотой от 5 до 2000 Гц при уско-
рении 10 g и амплитуде колебаний не более 1 мм;
5) линейные ускорения до 100 g вдоль оси микродвигателя и до 50 g в любом направ-
лении;
6) ударные нагрузки до 50 g в любом направлении.
Таблице П.6
Асинхронные исполнительные микродвигатели серии ДКМ
Тип микро* двигателя Номи- нальная мощность (не менее), Вт Номинальное напряжение обмоток. В Потребляемый ток обмоток (не более), А Емкость, включае- мая в се- тевую об- мотку» мкф Номинальная частота, Гц Пусковой момент на валу (не менее). Н-м Номи- нальный момент иа валу, Н-м Скорость вра- щения при но- минальном мо- менте, об/мин Электро- механиче- ская пос- тоянная времени, е Вес, Г Габариты, мм
сете- вой управ- ляю- щей сете- вой управ- ляю- щей
ДКМ-0,16-12 0,16 36 36 0,18 0,20 1,3 400 0,0007 0,0004 4000 0,015 40 0 20x35
ДКМ 0,4-12 0,4 36 36 0,20 0,20 1,2 400 0,0015 0,0008 5000 0,02 80 0 25x42
ДКМ 1 12 1 115 36 0,16 0,25 0,2 400 0,0045 0,0020 5000 0,025 140 0 32x53
ДКМ 2,5-12 2,5 115 36 0,25 0.45 0,3 400 0,009 0,0045 5500 0,03 250 0 40x64
ДКМ 6-12 6 115 36 0,35 0,55 0,5 400 0,016 0,0106 5500 0,05 500 0 50x80
ДКМ 16-12 16 115 80 0,85 0,75 1,4 400 0,042 0,0285 5500 0,05 900 0 60x95
ДКМ 25-12 25 115 80 0,65 0,6 1,2 400 0,05 0,04 6100 0,10 1600 0 80x100
ДКМ 40-12 40 115 80 1.2 0,85 2 400 0,06 0,05 8000 0,15 2200 0 80x118
Таблица П.7
Асинхронные исполнительные микродвигатели с полым немагнитным ротором серии АДП
Тип микро- двигателя Напряжение сети (цепи возбужде- ния), В Частота аети, Гц Номинальная по- лезная мощ- ность> Вт Номинальная скорость ира- щения, об/мин Номинальный вращающий мо- мент, Н-м Пусковой момент, Н-м Максимальное напряжение уп- равления, В Ток А К С Л * (V А 8- ¥ О >> О - * «t Щ ш 2 К.п.д., % Скорость враще- ния холостого хода, об/мин Напряжение тр ога н и я, В Момент инер- ции ротора, кг-м® Электромехани- ческая постоян- ная времени, е Вес двигателя, кГ Габариты, мм
управления вюзбуждения
АДП-1 120 500 3,7 9000 0,004 0,0055 35 0,15 0,36 0,3 — 12500 3 78-10“’ 0,048 0,75 0 50x87
АДП-120 НО 400—500 2,4 4000 0,006 — — — 0,3 0,3 — — — —. — 0,65 0 50x108
АДП-123 НО 400—500 4,1 4000 0,01 0,014 но 0,27 0,22 0,3 — -— — — — 0,55 0 50x90
АДП-262 НО 50 9,5 1850 0,05 0,09 125 0,58 0,23 2,5 20 2650 2 166-10-’ 0,0055 1.6 0 70x122
АДП-263 НО 500 24 6000 0,04 0,054 165 0,75 0,38 — 32 8800 3 166- ю—’ 0,032 1.6 0 70x122
АДП-362 ПО 50 19 1950 0,095 0,17 120 0,65 0,6 6,5 29 2650 1,5 390-10—’ 0,006 2,6 0 85x135
АДП-363 по 500 35 6000 0,057 0,07 120 1,2 0,55 —. 34 8600 3 390-10—’ 0,05 2,6 0 85x135
АДП-563А 36 500 62 6000 0,1 0,12 220 0,75 3,3 13 38,5 8600 3 1180-10-’ 0,082 5,7 0 108x183
Таблица П.8
Асинхронные исполнительные микродвигатели с полым немагнитным ротором серии ДИД
1 к
Тип микро- двигателя §5 ч £ мальная мои управления, альное напр возбужде- альное напр управле- чоЙ ток воз- иня, А вой ток уп- ия, А и <4 к С5 S Л Ч «1 г . Пусковой момент на валу, Н*м Номи- нальный момент на валу, Н-м П’ь вращени5 лостом ходе «а 3 S жеиие трога >и 20° С, В Момент инер- ции ротора, кг - м2 © К Г. оз Р * 2 О s£ - о о к Вес, Г Габариты, мы
lOHlDOW НИКОИ Макси: несть В-А Номин жение ния, В Номин жение ния, В о й и £ Сю К t С о. Номин; ‘ тота, I © S< £ Cu\0 0 Е О ± • к Ч X м Напря ния пр « « 2 « си 5 id ex
ДИД 0,1ТА 0,1 2 36 30 0,08 0,07 400 0,00026 0,00015 13000 . 0,5 2,2-10—8 0,09 25 0 18,5x38
ДИД 0.5ТА 0,3 3,3 36 30 0,15 0,11 400 0,0007 0,00035 14000, — 0,5 4,4-10-8 0,09 50 0 22,2x44,8
ДИД 0,6ТА 0,6 3,0 36 30 0,155 0,1 400 0,0012 0,00065 16000 11 0,5 7,4-10-8 0,05 60 0 26x45,5
ДИД 1ТА 1 3,6 36 30 0,25 0,12 400 0,0016 0,0009 18000 17,5 0,5 6,9-10-8 0,038 НО 0 33x54,5
ДИД 2ТА 2 7,0 36 30 0,4 0,23 400 0,0034 0,0018 18000 20 0,5 8,8-10-8 0,032 160 0 33x68,5
ДИД ЗТА 3 12 36 30 0,7 0,4 400 0,01 0,0056 8000 20 0,7 23,2-10-8 0,026 350 0 48x70
ДИД 5ТА 5 14 36 30- 1,2 0,48 400 *0,022 0,012 6000 20 0,7 245-Ю-8 0,052 720 0 60x104
ДИД ЮТА 10 22,5 36 30 1,4 0,75 400 0,028 0,015 10000 30 0,5 360-io-8' 0,05 1000 —
Асинхронные исполнительные микродвигатели серии ДМ (нагревостойкие)
Таблица П.9
Тип микро- двигателя Номи- нальное напряже- ние воз- буждения , В Поми- нальное напряже- ние упра в ле- ния, В Напря- жение трогания, В Пусковой ток воз- бужде- ния, А Пусковой- ток уп- равления, А Номи- нальная частота, Гц Пусковой мо- мент, 'Н-м Скорость вращения при хо- лостом ходе, об/мин Номи- нальная мощность, Вт Электро- механи- ческая постоян- ная вре- мени, с Вес, Г
ДМ-0,04 12 12 - — 0,1 о,1 400 2,5-10—4 8000 0,04 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 0,024 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-Ю-4 5800 2,5 0,066 330
> > > > > И
to to to to to 1,
СП о io ND ND СЛ ND <5 So =
i * '
о О ё о ND Ф» Номинальное напряжение возбуждения, В
Ю 4ь. О 40 24 ND Ф» фх О ND ьръ О ND Ф» Номинальное напряжение управления при последо- вательном соединении об- моток , В
•— ND ND О К О н- ND ND О •— ND ND О ND Номинальное напряжение управления при параллель- ном соединении обмоток, В
1 1 0,6 О — Напряжение трогания, В
1 3,5 3,5 2,6 Мощность обмотки воз- буждения при пуске, Вт
j 1 3,5 3,5 2,6 Мощность обмотки управ- ления при пуске, Вт
400 400 400 400 400 Номинальная частота, Гц
OU , tn О а О w 3 ? 3
CD О О о о • » 2
1 ль I ЛЬ 1 ЛЬ i ль 1 ль зоЙ- Н- м
0003' 5000 7000 6500 6000 Скорость вращения при холостом ходе, об/мин
3,5 2,5 0,9 0,3 Номинальная мощность, Вт
S О ND 00 cn> Номинальный к.п д , %
1 1 0,5 9‘0 0,85 Коэффициент мощности cos <р при пуске
1 1 г-01 О 1 ЛЬ О 1 >fb Момент статического трения, Н*м
g о 1 CO 8 О 1 СО 10-10-8 8-01-01 2-10-8 - Момент инерции ротора, кг /
2 №
910*0 0,015 ою‘о 0,020 0,015 Электромеханическая по- стоянная времени, с
,450 240 ОС о ё Вес, Г
Асинхронные исполнительные микродвигатели серии АД
О & о Q Q
сл 'CD о W to to Cl S ари
X X X X X g
СП ND 4ь СО 8? 81 tsO Cl 2
сл СЛ 2
н
СО
S
п
5»
Д
о
Таблица П.11
Асинхронные микродвигатели-;
Тип микродви- гателя-усилителя Номинальная мощность. Вт Напряжение сети. В Частота, Гц Номинальный ток статора» А К.п.д., % Коэффициент мощности, coscp Емкость конденсатора» мкФ _____ Синхронная скорость, об/мин Тип ротора Момент инерции ротора ХЮ*, кг.м2 Пределы регулирования скорости Длительно допустимый ток управления, мА Максимальный ток управ- ления, мА Коэффициент усиления по мощности Вес, кГ Габариты, мм
РДУ-5-50 5 127 50 0,8 20 0,5 10 3000 Полый 0,2 1:20 20 100 200 10 0 100x150 Без учета выходных кон-
стакан цов вала
РДУ-10-50 10 127 50 1,0 20 0,5 20 3000 То же 0,203 1:20 20 100 200 13 0 160x150
РДУ-20-50 20 127 50 1,3 20 0,6 30 3000 3» 0,206 1:20 20 100 200 14,6 0 208x150
РДУ-40-50 40 127 50 1,5 35 0,8 70 3000 Короткозам- 4,3 1:20 20 100 300 12 0 125x200
кнутый 0 148x200
РДУ-60-50 60 127 50 1,5 35 0,82 14 3000 То же 4,05 1:20 20 100 300 13 s
РДУ-90-50 90 127 50 1,6 38 0,85 25 3000 » 5,4 1:20 20 100 400 14 - 0 170x200
РДУ-120-50 120 127 50 2,2 40 0,9 32 3000 » 6,25 1:20 20 100 400 16 0 208x200
РДУ-180-50 180 127 50 3,2 42 0,9 45 3000 » 7,3 1:20 20 100 500 19 0 265x200
РТДУ-180-50 180 220 50 1,4 52 0,9 — 3000 » 31,8 1:20 50 150 150 23 0 360x260 С учетом выходных кон-
РТДУ-250-50 250 220 50 2 57 0,9 —. 3000 36,3 1:20 50 150 150 26 0 380x260 цов вала
РТДУ-370-50 370 220 50 2,8 63 0,85 — 3000 » .41,5 1:20 50 150 150 31 0 420x260
РТДУ-550-50 550 380 50 3,7 65 0,8 — 3000 » 188 1:10 100 300 160 39 0 342x390
РТДУ-750-50 750 380 50 5 68 0,8 — 3000 » 225 1:10 100 300 200 56 0 402 x 390
РДУ-5-400 5 115 400 0,4. 20 0,85 1,5 6000 Полый 0,18 -1:20 20 100 200 5,0 0 140 X 180 Без учета выходных кон-
стакан цов вала
РДУ-10-400 10 115 400 0,95 20 0,9 2,2 6000 То же 0,198 1:20 20 100 200 7,7 0 168x180
РДУ-20-400 20 115 400 1,4 20 0,9 5 6000 » 0,203 1:20 20 100 200 10 0 180 X180
РДУ-40-400 40 115 400 2,3 30 0,9 10 6000 » 0,203 1:20 20 100 200 12,5 0 210x180
РДУ-60-400 60 115 400 1,6 40 0,85 5 6000 Коротко- 3,8 1:20 20 100 1000 11 0 170x200
замкнутый - ------
Продолжение табл. П.11
Л f- О О И- СО статора. яости» га CL о л га а о синея 1МЫЙ ток ения по
Тип микродвв- 3 о £ сети, 24 О ЕГ Э г g га и X о о о о. а о CL X о .4 ж о
татедя-усилителе (V ч Тип ротора к ЕГ ч, 5 s в Габариты, мм
га S ф S 6J 3 £ ж о О." CJ ч - к ? к ж си
д Ч я к Ж 2 ° е- щеп Напряжен Чавтвта, 1 л ч га а ж 2 о Х< К.п.д., % КоэффИЦИ' cos (р Емкость к мкФ Синхронна об/мин Момент ии X Ю4, кг* Пределы р скорости Дли те ль нс управлеии Макси мал! управлеии КоэффИЦИ' мощности Вес, кГ -
РДУ-90-400 90 115 400 2,25 40 0,85 8 6000 Коротко- 4,3 1:20 20 100 1100 13 0 185x200 Без учета выходных кон-
замкнутый цов вала
Р ДУ-120-400 120 115 400 2,8 42 0,90 10 6000 То же 4,85 1:20 20 100 1300 14 0 200 x 200
РДУ-180-400 180 115 400 3,85 45 0,9 15 6000 » 5,4 1:20 20 100 1600 16 0 220x200
ИДУ-60-50 60 127 50 1,3 40 0,95 5 3000 » 3,2 1:20 20 100 1200 11,5 0 110x200
ИДУ -90-50 90 127 50 1,8 42 0,95 5 3000 » 3,6 1:20 20 100 1300 13,2 0 125x200
ИДУ-120-50 120 127 50 2,4 42 0,95 14 3000 » 3,75 1:20 20 100 1500 14,0 0 148 x 200
Н ДУ-180-50 180 127 50 3,4 44 0,95 25 3000 » 4,4 Г. 20 20 100 1800 15,1 0 176 x 200
НДУ-250-50 250 127 50 4,7 44 0,95 32 3000 » 3 1:20 20 100 2000 16,8 0 208x200
НТДУ-250-50 250 220 50 2,0 63 0,94 — 3000 20,2 1:20 50 150 150 21 0 296x255 С учетом выходных кон-
НТДУ-370-50 370 220 50 2,7 63 0,95 —- 3000 » 25,4 1:20 50 150 150 27 0 336 x 255 цов вала
НТДУ-550-50 550 220 50 3,5 64 0,95 — 3000 « 30,6 1:10 50 150 200 33 0 375x375
НТДУ-750-50 750 380 50 4,0 65 0,96 — 3000 » 127 1:10 100 300 150 55 0 333x375
Примечания’.
1. Условные обозначения: Р — реверсивный двухфазный; РТ — реверсивный трехфазный; Н — нереверсивный двухфазный; НТ — нереверсив-
ный трехфазный.
2. Микродвигатели нормально работают при Температуре окружающего воздуха от —50 до 40° С и влажности 80%.
3. Микродвигатели допускают удары с частотой 80 уд/мив и линейное ускорение до £ g.
Табл ица 11.12
Асинхронные микродвигатели общего применения серии УАД
Трехфазный режим (соединение звездой, 220 В)
Тип микродвигателя р ном> Вт ПНОМ’ еб/мии ^НОМ* А К. п. д.. % я □ s И ^пуск ^ном /пуск ^НОм
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 55 2 2 4'5
УАД-62 40 2700 0,25 60 1,5 1,5 6
УАД-72 70 2700 0,4 65 1,5 1,5 6
УАД-24 1,2 1280 0 05 9 2 1.5 1.5
УАД-34 2,5 1250 0,09 11 1,5 1,5 1,5
УАД-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
УАД-74 30 1280 0,3 50 1,5 1.5 3,5
Однофазный режим (220 В)
Тип микродвигателя р пом Вт пном” об/мин ^НОМ* А К. П. д., % ill s Is пуск ^ном *пуск С, мкф
'пом
У АД-12 .... 1 2750 0,055 10 2 0,5 2 0,5
УАД-22 3 2750 0,08 20 2 0,5 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
УАД-72 50 2750 0,42 60 1,5 0,1 5 5
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
УАД-44 . ... 4 1300 0,14 14 1,5 0,5 1,5 2
УАД-54 ... 8 1300 0,16 25 1,5 0,5 2 2
УАД-64 15 1300 0,23 35 1,5 0,3 2,5 3
У АД-74 • 25 1300 0,3 45 1,5 0,2 3 4
1 а бл и ца 11.13
Однофазные синхронные гистерезисные микродвигатели серии Г
Тип микродвигателя Номи- нальная МОЩНОСТЬ » Вт Потреб- ляемая мощность, Вт Номи- нальный ток, А Скорость вращения, об/мин Габариты, мм Вес, кГ
Г-205 1 20 0,09 3000 0 55x60 0,4
Г-314 8 35 0,18 3000 0 72x90 0,9
Г-413 16 60 0,4 3000 0 88x115 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 88x115 1,8
Г-511 30 90 0,7 1500 0 103x145 3,5
Примечание. Напряжение питания 220 В 50 Гц.
Таблица П, 14
Синхронные редукторные микродвигатели типа ДСР (50 Гц, 220 В)
Тип микро- двигателя Система питания Потребляемый ток, А Номинальный момент» Н-м Максимальный и пусковой мо- мент. 1Ьм COS ф 71» об/мин Время пуска, Вес. Г
ДСР-2 Однофазная Трехфазная 0,06 0,055 0,1 0,3 0,2 0,6 0,95 0,85 2 Не более 0,1 700
ДСР-60 Однофазная Трехфазная 0,06 0,055 0,01 0,015 0,02 0,03 0,95 0,85 60 Го же 650
ДСР-115 Однофазная Трехфазная 0,06 0,055 0,05 0,075 0,07 0,01 0,95 0,85 115 А 13 600
Таблица П.15
Шаговые микродвигатели с постоянными магнитами на роторе (напряжение питания 27 В)
Тип микродвигателя Шаг, град Число фаз Максимальный статиче- ский момент, Н*м Номинальный момент нагрузки, Н-м Момент инерции р®т,- ра> кг-м! Номинальный момент инерции нагрузки. кг-м® Частота ппиемистости, Гн Мощность, потребляемая в статике, Вт Габариты, мм Вес, кГ
холостого хода номинальная
ДШ-0.025А 22,5 4 0,02 0,0025 2,5-10-’ 2,5-10-’ 550 450 24 0 40x57 0,22
ДШ-0.04А 22,5 4 0,035 0,004 3,5-10-’ 3,5-10-’ 500 350 20 0 40x67 0,25
ДШ-0.1А 22,5 4 0,08 0,01 19-10—’ 19-10—’ 400 300 32 0 50x80 0,5
ДШ-0.25А 22,5 4 0,15 0,025 58-10-’ 58-10—’ 300 250 40 0 60x95 0,9
ДШ-0.4А 22,5 4 0,21 0,04 125-10—’ 125-10—’ 250 200 80 0 80x100 1,6
ДШ-1А 22,5 4 0,6 0,1 420-10—’ 420-10-’ 200 150 145 0 100X130 3,0
ДШ-4А 18 4 1.6 0,4 1370-10—’ 1370-10-’ 150 100 320 0 120x190 ,8,1
ДШ-6А 18 4 2,1 0,6 3900-10—’ 3900-10—’ 100 80 270 0 155x200 11,5
ДШ-10А 18 4 3,0 1,0 4200-10-’ 4200-10—’ 80 70 340 0 160x248 14,8
ШДА-2-1 15 2 0,016 0,001 — 1-10-’ 400 11,7 0 32x35,5 0,14
ШДА-2-2 15 2 0,04 0,004 W-. 3-10—’ 350 18,0 0 40x45 0,28
ШДА 2-3 . 15 2 0,10 0,01 — 7-10—’ — 320 36,5 0 50x55,5 0,55
ШДА-2-4 . 15 2 0,25 0,04 — 25-10—’ — 300 85 • 0 60x69,5 1,0
ШДА-2-5 15 2 0,5 0,06 — 60-10-’ — 250 162 0 80x84 2,0
ШДА-2-6 . ..... 18 2 1,0 0,1 — 125-10—’ — . 200 208 0 100x92 3,15
ШДА-3-1 . ; 15 3 0,02 0,001 — 1 • ю—’ — 500 8,5 0 32x38 0,14
ШДА-3-2 . 15 3 0,04 0,004 — 3- ю—’ — 450 13,5 0 40x48 0,28
ШДА-3-3 . . 15 3 0,09 0,01 — 7-10—’ — 350 17,5 0 50x58 0,55
ШДА-3-4 15 3 0,25 0,04 — 25-10—’ — 150 27 0 60x 72 1,0
ШДА-3-5 ...... 15 3 0,5 0,06 — 60-10—’ — 150 34 0 80x87 2,0
ШДА-3-6 15 3 1,0 0,1 — 125-10—’ — 100 50 0 100x95 3,5
Шаговые двигатели реактивные четырехфазные серии а ол ина ШДР 11.16
(Ь ГО Частота W го 2 i
стати Н-м S О 2 я момент <зки, приеми- стости, Гц 0J D? Ч Ю си * 0? Е ГО Я
Тип микро- двигателя м: о, мальны о мент, »s; 2 S т’ х 5 ® ГО ГТ о з: BS я 04 л t- 5S о о С? го X л ч СТЬ. ПО ке, Вт й) С л ч Габари- ты. мм Вес, кГ
з- 2 ж со Я >» X •ч ® о и о я ь ®CQ
S р. S S S холе хода 5 г
н 5 * < U о _? xS , 5? я й *• о S а X g
ШД Р-231 9 0,0125 0,004 0,83-10-’ 0,1-10-’ 1500 700 20 28 0 35x58 0,18
ШДР-321 6,43 0,0045 0,002 — 0,1-ю-’ —. 450 8,1 28 0 34x39 0,155
ШД Р-521 9 0,054 0,016 3,1-ю-7 5-10—’ 1500 600 56 28 0 48x85 0,45
ШДР-523 3 0,16 0,04 28-Ю-’ 45-10-’ 1500 600 56 28 0 58x116,5 0,5
ШДР-711 3 0,12 0,04 15-10—’ 15-10—’ 1100 600 49 14 0 58x44 0,35
Ш ДР-721 3 0,19 0,06 21,5-10-’ 22-10-’ 1100 600 70 14 0 58x58 0,5
Таблица П 17
Тахогенераторы постоянного тока
Тип тахогенератора Напряжение возбуж- дения, В Ток возбуждения, А £ S Максимальная ско- рость вращения. об/мин Максимальный ток | нагрузки, А Сопротиаление об* мотки якоря. Ом Вес, кГ Момент инер- ции якоря, кг- м®
Коэффициент уси. 9 jiaoirox Hdu инн Я S S VQ G i
СЛ-161 110 0,050 0,020 3500 0, 10 170 0,49 52-10“7
СЛ-261 НО 0,080 0,025 3600 0,20 51 1,25 196-10—’
ТД-101 но 0,065 0,021 1500 0, 10 330 0,70 62-10—’
ТД-102 но 0,065 0,050 1500 0, 10 330 0,70 62-10-’
ТД-103 но 0,060 0 ,100 1500 0, 10 660 0,70 196-10—’
ТД-201 . . . . но 0,100 0 ,130 1000 0, 20 780 — 235-10—’
ТГ-1 27 0,300 0,007 1100 0,01 430 1,86 685-10—’
ТГ-2 27 0,300 0,020 2400 0,02 115 0,80 137-10—’
ТГП-1 — — 0,006 7000 0, 1 — 0,15 —
Примечаниях
1. Срок служба тахогенераторов серии TF равен 1000 ч, остальных серий—-2000 ч.
2. Тахогенераторы серии ТД нормально работают при температуре окружающего воздуха
ет —40 до 4-4 0° С и относительной влажности его до 98%; серии ТГ — при температуре от
—4 0 до 4~70° С и той же относительной влажности.
3. Тахогенератор ТГ-1 имеет те же габариты, что и микродвигатель постоя и нога тока
СЛ-369.
а б ли ца П.18
Асинхронные тахогенераторы
Тип тахо- генератора Напря- жение возбуж- дения, В Ток возбуж- дения, А Частота, Гц Коэффи- циент уси- ления при холостом ходе, В Нелиней- ность вы- ходной характери- стики, % Ма кси - мальиая скорость вращения, об/мин Вес» кГ
об/мин
ТД-1 . . . но 0,15 50 0,008 1,5 2400 3,0
ТД-2 . . . 127 0,13 50 0,008 1,5 2400 3,0
АТ-231 . . 110 0,25 400—500 0,0085 0,1 4000 2,10
АТ-261 . . ПО 0,22 400 0,0075 0,1 4000 1,30
ТГ-4 . . ПО 0,30 400 0,0100 2,5 6000 1,50
ТГ-5А . . 115 0,06 400 0,0110 2,5 9000 0,28
Примечания*
1. Тахогенератор ТГ-5А снабжен термокомпенсатором температурной погрешности выход-
ного напряжения.
2. Тахогенераторы нормально работают при температуре окружающего воздуха от —4 0
до 4-50° С (ТГ-5А при температуре от —60 до -|-50о С) и относительной его влажности до
98%.
Таблица П.19
Дифференциальные сельсины
СП ч га
ф к ST 3 £ -
1ип сельсина к « ф ф О « С 4J ЕГ К X $ ьный , Н-м s и * *2 s °- п „ у 2 Йо S Я Е Габариты, мм
Is U- со rt СГ о сч СП' Е ч ь к ►Ч <т> >> S Макс СИНХ] щий Вес,
дид-Ю1 50 50 49 — 0,80 0 62x119
ДИД-505 . 57 50 68 — — 2,65 0 100x150
ДИД-204 100 400 — — —~ — 0 45x109,5
НЭД-101 50 50 50 0,0006 0,03 0,80 0 62x119
НЭД-101Б 150 50 ——— 0,0004 0,025 0,80 0 62х 119
НЭД-101П. ... 100 400 ——— 0,001 0,065 — 0 62x119
НЭД-501 57 50 57 0,0035 0,255 2,50 0 100x150
НЭД-501Б 150 50 ——— 0,0017 .0,125 2,60 0 100 X150
СДС-1 90 400 90 —- -— 2,22 0 86x160
СДСМ-1 58 400 58 —— -— 0,20 .0 36x66
ЭД-101 50 50 38 0,0002 0,016 0,80 0 62x119
ЭД-501 57 50 52 0,0017 0,125 2,65 0 100x150
ЭД-501Б 39 50 35,5 0,0015 0,075 2,65 0 100x150
Бесконтактные сельсины-датчики с униполярным возбуждением
Тип сельсина Напряжение ввзбуждения, В Частота, Гц * ния, А Потребляемая мощность, Вт Sea go к я Момент инерции ро- тора, КГ’М1 Вее, кГ Габариты, мм
Вторич и £ к 5
БД-404А НО 50 0 ,45 12,5 49 1,32-10~« 1,20 0 62x119
БД-404Б но 50 0 ,40 12,5 150 1,32-10-5 1,25 0 62x119
БД-500 127 50 0,50 20,0 55 8,7-10-s 2,20 0 100x86,5
БД-501 А НО 50 1,20 25,0 55 14,2-10-s 3,75 0 100x150
БД-501 Б НО 50 1,20 25,0 150 14,2-10-5 3,85 0 100x150
Примечания'.
1. Скорость вращения, обеспечивающая синхронное следование роторов сельсинов-прием*
никое, 500 об/мин.
2. Срок службы при средней эксплуатационной скорости I и об/мнн 3000 ч.
3. Сельснны-датчики БД-500 нормально работают при температуре окружающее® воздуха
от —4 0 до 4-50° С и относительной влажности л© з8% (при f=20+5c С), ©стальных типов —
при температуре от —40° С до 4-40° С и относительной влажности до 98% (при /==20^5е С).
Таблица П.21
Бесконтактные сельсины-приемники с униполярным возбуждением
Тип сельсина Напряжение возбуж- дения, В Частота, Гц Ток возбуждения, А Потребляемая мощ- ность» Вт Вторичное напряже- ние, В Удельный момент, Н-ы/град Максимальный син- хронизирующий м«- мент, Н-м Момент инерции ро- тора, кг«мг Вес, кГ Габариты» мм
БС-404А но 50 0,45 12,5 49 0,0005 0,024 1,32-10-6 1,30 0 62x119
БС-404Б по 50 0,45 12,5 150 0,0004 0,021 1,32-10-6 1,30 0 62x119
БС-405 но 50 0,09 2,0 36 — — 1,32-10-6 1,25 0 62x119
БС-405Б но 50 0,09 2,0 81 — 1,32-10-6 1,25 0 62x119
БС-500 127 50 0,50 20,0 55 0,0017 0,08 8,7-10-6 2,30 0 100x86,5
БС-501А НО 50 1,20 . 25,0 55 0,0032 0,18 38,5-10-6 4,00 0 100x150
БС-501Б НО 50 1,20 25,0 150 0,0032 0,18 38,5-10-6 4,10 0 100x150
СБМ-2 36 400 0,1 — 80 — L- 0,065 0 48 x 28,5
СБМЗ-З 36 400 0,1 3,6 ва 2,5 — — — — —
П рилшчания:
1. Основные электрические характеристики приведены для парной рабвты с соответству-
ющим по габаритам датчиком.
2. Скорость вращения, обеспечивающая синхроннее Следование роторов оельсинок-прие -
ников, 50 0 об/мии.
3. Срок службы сельсинов при средней эксплуатацианиой скорости 10 об/мин 3000 ч.
4. Сельсины-приемники нормально работают при температуре окружающего воздуха от
—40 до -}-40с С (сельсины БС-500 и ДБС-500 — при температуре от —40 до -J-5S0 С) и отно-
сительной влажности до 98%,
Таблица П.22
Бесконтактные сельсины с переходными трансформаторами
Тип сельсина Режим работы Напряжение возбуж- дения. В Частота. Гц Ток возбуждения, А Потребляемая мощ- ности. Вт Удельный момент, Н-м/град Удельное выходное напрял.ение, В/град 1 Вес, кГ Габариты, мм
БД-160А Датчик . . 110 400 0,30 10 0,465 0 45x80
БС-151А БС-155А Приемник индикаторный Приемник трансформа- торный . . . ПО 400 400 0,30 0,15 7,5 4 1,25-10-4 1,4-10—4 0,7 0,41 0,365 0 45x68 0 45x68
Примечания.
1. Датчик БД-160А может рабвтать в трансформаторном режиме с одним приемником
БС-155А и в индикаторном с двумя приемниками БС-151А.
2. Удельное выходное напряжение БС-155А указано при сопротивлении нагрузки 1000 Ом.
3. Удельный момент сельсина БС-151А указан в числителе для однотипного датчика,
а в знаменателе — от БД- 160А.
Таблица П.23
Синусно-косинусные поворотные трансформаторы
Тип транс- форматора Напряжение питания, В Частота, Гц Входное сопро- тивление при хо- лостом ходе, Ом Коэффициент трансформа- ции Габариты, 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 40x87
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 60X110
127 400
127 800
127 1600
127 3200
Примечание. Магнитопровод поворотных трансформаторов выполнен вз пермаллоя.
Е. Вт АРМЕНСКИЙ, Г. Б. ФАЛК
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
МИКРОМАШИНЫ
ИЗДАНИЕ ВТОРОЕ,
ПЕРЕРАБОТАННОЕ И ДОПОЛНЕННОЕ
Допущено
Министерством высшего и среднего
специального образования СССР
в качестве учебного пособия
для студентов
электротехнических специальностей вузов
«ВЫСШАЯ ШКОЛА» МОСКВА—1975
6П2.1.081
А83
УДК 621.313
Рецензент — допент кафедры «Электрические машины»
Московского энергетического института
канд. телн. наук Е. М. Лопухина
Арменскмй Е. В. и Фалк Г. Б.
А83 Электрические микромашивы. Изд. 2-е, перераб. и доп.
Учеб, пособие для электротехн. специальностей вузов.
М., «Высш, школа», 1975. ,
В книге рассмотрены физические процессы и вопросы теории различных
электрических микрома шин систем автоматики; особое внимание уделено их
статическим и динамическим характеристикам; излагаются конструктивные
особенности и даются примеры использования электрических микромашин.
• 30307—019
А 001 (01)—75
161 — 75
6П2.1.081
Издательство «Высшая школах 197Б