/
Text
ЭЛЕКТРОД ВИ ГАТЕЛ И
ДЛЯ СИСТЕМ
I АВТОМАТИКИ
МИКРОЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛИ
ДЛЯ СИСТЕМ
АВТОМАТИКИ
(технический справочник)
Под редакцией Э. А. ЛОДОЧНИКОВА
и Ф. М. ЮФЕРОВА
«ЭНЕРГИЯ»
МОСКВА 1969
6П2.154
М59 П------------Т —--------______
УДК621.313.1/ т- '•г'зный«
J ‘ * I
Авторы: В. Б. Анненков,ПГГ"&г--8уЛин-Соколов, И. И. Васильченко,
В. А. Вегера, В. П. Колесников, А. С. Куракин, Э. А. Лодочников,
Е. Г. Орлов, И. М. Палий, Г. А. Пархоменко, Л. А. Потапов,
С. С. Сомов, Н. В. Сурин, И. Н. Фархуллии, И. А. Цырлин,
В. М. Шалагин, Ю. П. Широков, Ф. М. Юферов
М 59 Микроэлектродвигатели для систем автоматики
(технический справочник). Под ред. Э. А. Ло-
дочникова, Ю. М. Юферова, М., «Энергия», 1969.
272 с. с илл.
В книге описываются новые серии микродвигателей постоянного то-
ка ДПМ, ДПР, серии с полупроводниковыми преобразователями, со
статическими регуляторами скорости и бесщеточные, а также ряд
серий асинхронных и синхронных микродвигателей. Рассмотрены также
вопросы испытаний, выбора и применений.
Книга рассчитана иа специалистов в области исполнительных
устройств автоматики.
3-3-13
195-68 6П2.154
Анненков Владислав Борисович, Булин-Соколов Игорь Валентинович,
Васильченко Игорь Ильич, Вегера Владимир Алексеевич,
Колесников Виктор Петрович, Куракин Александр Сергеевич,
Лодочников Эвальд Акимович, Орлов Евгений Георгиевич,
Палий Игорь Макарович, Пархоменко Георгий Анатольевич,
Потапов Леонид Алексеевич, Сомов Сергей Сергеевич,
Сурин Николай Васильевич, Фархуллин Николай Николаевич,
Цырлин Ивалэн Абрамович, Шалагин Вадим Михайлович,
Широков Юрий Павлович, Юферов Федор Михайлович
Микроэлектродвигатели для систем автоматики
Редакторы Л. Э. Лодочников, Ф. М. Юферов
Техн, редактор Т. Н. Царева Корректор В. С. Антипова
Сдано в набор 6/IX 1968 г. Подписано к печати 7/11 1969 г. Т-02642
Формат 84ХЮ8’/81 Бумага типографская № 2 Уч.-изд. л. 19,16
Усл. печ. л. 14,28 Тираж 20 000 экз. Цена I р. 06 к. , Зак. 1467
Издательство «Энергия». Москва, Ж-П4, Шлюзовая наб., 10.
Московская типография № 10 Главполиграфпрома
Комитета по печати при Совете Министров СССР.
Шлюзовая наб.. 10.
ПРЕДИСЛОВИЕ
В настоящее время в схемах автоматики применяется большое
количество самых различных электрических микродвигателей.
Микродвигатели для систем автоматики разрабатываются раз-
личными организациями и выпускаются либо отдельными партиями,
имея ограниченное применение, либо целыми сериями.
Информация о разрабатываемых и выпускаемых микродвигате-
лях, как правило, значительно отстает во времени от разработки
и выпуска, что, с одной стороны, тормози г применение разработан-
ных двигателей, с другой стороны — затрудняет создание надежных,
простых и совершенных систем автоматики.
Авторы настоящей книги ставили перед собой цель в какой-то
мере восполнить отсутствие достаточной информации о разрабаты-
ваемых и выпускаемых микродвигателях автоматических устройств.
Они не ставили перед собой цель дать исчерпывающую информа-
цию — этого ие позволил бы и объем книги.
Целью авторов было сообщить читателю: о некоторых новых се-
риях микродвигателей систем автоматики, о двигателях, серии ко-
торых в настоящее время еще разрабатываются, изложить материа-
лы, связанные с применением двигателей в схемах автоматики,—
вопросы равномерности вращения, испытаний, надежности.
В создании данной книги принимал участие коллектив авторов,
работавших под руководством канд. техи. наук Э. А. Лодочникова
и каид. техн, наук Ф. М. Юферова.
Труд по написанию книги между авторами был распределен
следующим образом.
Введение написано Э. А. Лодочниковым.
Раздел 1 написан И. А. Цырлииым, Ю. П. Широковым и
Н. В. Суриным.
Раздел 2 — И. В. Булин-Соколовым и Е. Г. Орловым.
Раздел 3—Э. А. Лодочниковым, Г. А. Пархоменко и В. М. Ша-
лйгиным.
Раздел 4 — И. И. Васильченко, В. А. Вегера и Н. Н. Фархул-
линым.
Раздел 5 — В. П. Колесниковым и Ф. М. Юферовым,
3
Раздел 6 — А С. Куракиным и Ф. М Юферовым.
Раздел 7 — Э. А. Лодочниковым и И- А Палий.
Раздел 8 — В Б. Анненковым, А. С. Куракиным и Ф, М. Юфе-
ровым.
Раздел 9 — Л. А. Потаповым и Ф. М. Юферовым.
Раздел 10 — Э. А. Лодочниконым и С, С. Сомовым.
Авторы и редакторы три работе над книгой стремились к тому,
чтобы ее разделы были написаны более или менее ровно.
Трудность в этом отиошеиии возникала, во-первых, вследствие
большого количества авторов, во-вторых, вследствие того, что книга
включает в себн самые различные двигатели. Один из них общеизве-
стны, выпускаются давно, большими сериями и имеют хорошо раз-
работанную теорию (двигатели постоянного тока и асинхронные);
другие — появились сравнительно недавно, известны далеко не каж-
дому читателю, не выпускаются пока еще крупными сериями и не
имеют еще классически отработанной теории.
При написании разделов, посвященных машинам первой группы,
авторы стремились дать больше технических данных, не останавли-
ваясь иа теории. При написании разделов, посвященных машинам
второй группы, авторы наряду с техническими данными, которые
у машин этой группы не велики по объему, считали целесообраз-
ным поместить и основы теории (бесщеточные двигатели постоян-
ного тока, синхронные двигатели с постоянными магнитами, редук-
торные двигатели).
Авторы стремились к тому, чтобы читатель, знакомый с общей
теорией машин, нашел в книге ответы на большинство интересую-
щих его вопросов по той или другой машине. Насколько это уда-
лось авторам и редакторам — оценит читатель, просьба к которому
направлять свои пожелания и замечания по адресу: Москва, Шлю-
зовая набережная, дом 10, издательство «Энергия».
Э. А. Лодочников, Ф. М. Юферов
217=4»
ВВЕДЕНИЕ
Бурное развитие новых отраслей науки и техники, происшедшее
в 50-х годах и продолжающееся в настоящее время, а также ши-
рокое внедрение в быт электрических изделий повлекли за собой
резкий количественный рост производства электрических машин ма-
лой мощности.
Так, например, в период с 1955 по 1966 г. выпуск электрических
машин малой мощности вырос в 13 раз. Среднегодовой прирост вы-
пуска электрических машин малой мощности составляет около 20%,
что превышает темпы развития электротехнической промышленности
(«Электротехническая промышленность СССР», научно-технический
обзор развития советской электротехнической промышленности
с 1917 по 1967 г., Информстандартэлектро, 1967).
Следует отметить, что одновременно с количественным ростом
выпуска электрических машин малой мощности происходит и их ка-
чественное изменение.
Новые требования, выдвигаемые перед электромашиностроите-
лями в части снижения веса, габаритов, сроков службы, энергетиче-
ских параметров, быстродействия и т. д, привели и приводят к не-
обходимости не только совершенствования существующих конструк-
ций электрических машин, но и к разработке новых принципов их
построения.
Большой вклад в разработку теории новых электрических ма-
шин малой мощности внесли коллективы советских ученых и кон-
структоров.
Из основных достижений в области электрических машин ма-
лой мощности за последнее время следует отметить:
1) разработку новых серий микроэлектродвигателей постоянного
и переменного токов, отличающихся высокой степенью унификации
и отвечающих уровням мировых стандартов (ДИМ, ДПР, Г, ДАТ
и т. д.);
2) разработку способов стабилизации скорости вращения микро-
электродвигателей постоянного тока q применением полупроводни-
ковых приборов;
5
3) разработку принципов проектирования бесщеточвдх микро-
электродвигателей постоянного тока;
4) разработку тихоходных микроэлектродвигателей переменного
тока, построенных на принципах электромагнитной редукции;
5) исследование вопросов равномерности скорости вращения;
6) исследование вопросов надежности электрических машин;
7) разработку теории и создание серий шаговых микроэлектро*
двигателей.
Развитие таких отраслей науки и техники как химия полиме-
ров, криогенная техника, полупроводниковая техника, подшипнико-
вая промышленность, порошковая металлургия и т. п. создает пред-
посылки для дальнейшего прогресса микроэлектромашииостроения.
Прежде всего это открывает возможности:
а) повышения удельной мощности электрических микромашии—
снижения их веса и габаритов, за счет увеличения скорости враще-
ния и тепловых нагрузок;
б) увеличения срока службы и повышения надежности;
в) принципиального изменения технологии производства микро-
машин, позволяющего в максимальной мере механизировать и авто-
матизировать производственные процессы.
Необходимо отметить также непрерывное увеличение органи-
ческих взаимосвязей между системами автоматического управления
в целом и электрическими микромашинами, как входящими в них
элементами; увеличивающееся число возможностей воздействия на
электрическую микромашииу, как на объект регулирования.
Все это ставит перед конструкторами— разработчиками аппа-
ратуры, задачу правильного выбора и оценки комплекса «система—
двигатель*. Последнее, в свою очередь, требует от конструкторов
хорошего знания основ теории, свойств и основных особенностей
новых микроэлектродвигателей.
Настоящий справочник, ие претендуя на полноту информации,
должен помочь конструкторам в правильном выборе той или иной
электрической микромашины и тем самым способствовать созданию
высококачественных автоматических систем.
Раздел первый
МИКРОДВИГАТЕЛИ ПОСТОЯННОГО ТОКА
С ВОЗБУЖДЕНИЕМ ОТ ПОСТОЯННЫХ МАГНИТОВ
СЕРИЙ ДПМ И ДПР
1-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Мнкраэлектродвигатели постоянного тока с возбуждением от
постоянных магнитов -в настоящее время широко используются как
для привода различных механизмов и машин, так и в системах
автоматического управления и регулирования в качестве исполни-
тельных двигателей.
Основные преимущества микроэлектродвигателей постоянного
тока, обусловившие широкое их применение, заключаются в боль-
шом диапазоне регулирования скорости вращения, линейности их
механических и регулировочных характеристик, высоком быстродей-
ствии. Кроме того, эти электродвигатели имеют малый объем и вес
на единицу мощности и более высокий к. п. д. по сравнению с ми-
кроэлектродвигателями переменного тока той же мощности.
Регулирование скорости вращения микроэлектродвигателей по-
стоянного тока с возбуждением от постоянных магнитов произво-
дится путем изменения напряжения питания, подводимого к якорной
цепи электродвигателей.
Ниже рассматриваются электродвигатели постоянного тока
с возбуждением от постоянных магнитов серий ДПМ и ДПР.
Электродвигатели серии ДПМ являются двухполюсными элек-
трическими машинами с возбуждением от внешнего кольцевого
постоянного магнита и имеют якорь классической конструкции (па-
кет якоря набран из шихтованной электротехнической стали). Серия
электродвигателей ДПМ построена на четырех габаритах, наружный
диаметр корпусов которых, выраженный в миллиметрах, входит
в обозначение двигателя (например, ДПМ-20).
В отличие от электродвигателей серии ДПМ электродвигатели
серии ДПР имеют полый бескаркасный якорь. Возбуждение элек-
тродвигателей осуществляется от расположенного внутри якоря
двухполюсного цилиндрического постоянного магнита. Благодаря
такой конструкции электродвигатели серии ДПР имеют более высо-
кий к. п. д., больший срок службы и меиьшую электромеханическую
пбстояниую цремеии. Серия электродвигателей ДПР построена на
шести габаритах, условное ‘обозначение которых входит в обозна-
чение двигателя (например, ДПР-32).
* Более подробные сведения по электродвигателям серий ДПМ
и ДПР приведены в § 1-5 и 1-6.
7
Рис. 1-1. Схема
включения элек-
тродвигателя.
Схема включения Микроэлектродвигателей постоянного тока
с возбуждением от постоянных магнитов приведена на рис. 1-1.
При подведении к цепи якоря напряжения U по обмотке якоря про-
ходит ток Ц создающий в результате взаимодействия с магнитным
потоком постоянного магнита Ф вращающий
электромагнитный момент Мдв, под действием
которого якорь электродвигателя приходит во
вращение. При установившемся режиме рабо-
ты основные параметры электродвигателя —
скорость вращения п и -потребляемый ток /
при заданных напряжении питания U и мо-
менте нагрузки на валу М — определяются ис-
ходя из равенства напряжений
и = Е+1Х+&ищ [в]
и равенства моментов
А4дВ=Л4-ЬА4о (Г* • сж],
где Е — э. д. с. якоря, в;
R—сопротивление цепи якоря, ом;
— переходное падение напряжения на пару щеток, в;
Мо — момент холостого хода, Г • см.
Скорость вращения и потребляемый ток определяются по приве-
денным ниже формулам (1-1) и (1-3).
1-2. ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ
СЕРИЙ ДПМ И ДПР
Для правильного выбора и использования электродвигателей не-
обходимо:
а) определить расчетным или опытным путем рабочие, механи-
ческие и регулировочные характеристики электродвигателя;
б) определить предельно допустимую величину момента нагруз-
ки электродвигателя при заданном режиме работы;
в) проверить соответствие требуемого срока службы сроку
службы выбранного электродвигателя;
г) определить расчетным или опытным путем характеристики
электродвигателя в переходных режимах и допустимую частоту
пусков и реверсов электродвигателя.
Ниже приводится методика определения каждой из перечислен-
ных выше характеристик.
Рабочие характеристики
Рабочие характеристики микроэлектродвигателей постоянного
тока с возбуждением от постоянных магнитов с нестабилизироваи-
ной скоростью вращения (rt=f(Af), p2=f(M) и
r)=f(M)] представлены на рис. 1-2.
В зависимости от величины момента нагрузки различаются сле-
дующие режимы работы электродвигателя:
а) режим холостого хода
М=^0; 1—1о; п~по;
б) режим номинальной нагрузки
/=/«; п=Пя;
8
в) режим максимальной мощности
Р 2= Р 2макс>
г) пусковой режим
М-Мп; / = И-0;
здесь /о — ток холостого хода;
«о — скорость вращения при холостом ходе;
Л1Н — номинальный момент нагрузки;
/н — номинальный ток якоря;
пн — номинальная скорость вращения;
Р2макс— максимальная полезная мощность;
Мп — пусковой момент;
1П — пусковой ток.
Построение рабочих характеристик микроэлектродвигателей по-
стоянного тока расчетным путем производится по следующим фор-
мулам:
60а£г-
ni=='~pN^' 0-0
Ei = Ui — liRa — [e]; (1-2)
2n-9,81a + 10~*
Ii=-------------------------- [a]; (1-3)
n____Mjtij
Г г» — 97 500 (1"O
Р11=У47г (e/n]; (1-5)
^ = pT« O'6)
r 11
где и, — скорость вращения, об/мин*,
’ Ei — э. д. с. якоря, в;
а — число пар параллельных ветвей обмотки якоря;
р — число пар полюсов;
\ N — число проводников обмотки якоря;
Ф — магнитный поток, вб\
9
Ui — напряжение питания, в;
Д— ток якоря, а;
Ра— сопротивление обмотки якоря, ом,
Af2 — момент нагрузки на валу, Г • см;
р2г—полезная мощность на валу, вт;
Ри — потребляемая мощность, вт;
Т1г — к. п. д.
Примечание Здесь и далее индекс I стоит при расчетных вели-
чинах.
Из приведенных формул видно, что для расчетного построения
рабочих характеристик микроэлектродвигателей постоянного тока
необходимо знать целый ряд таких параметров электродвигателей,
сведениями о которых потребитель, как правило, не располагает
Поскольку характеристики Pi=f(Af), Р2—f(M) и т] ~f (М) могут
быть определены, если известны характеристики n=f(M) и /=f(Af),
а последние, как это следует из графика рис. 1-2, прямолинейны,
построение рабочих характеристик электродвигателей может быть
значительно облегчено, если известны такие параметры электродви-
гателей, как /о, /п, л0 и Afn- Средние значения указанных парамет-
ров для микроэлектродвигателей постоянного тока серий ДПМ и
ДПР в нормальных климатических условиях при номинальном на-
пряжении питания Ua приведены в табл 1-6—1-9 и 1-16—1-21.
При необходимости иметь точные рабочие характеристики кон-
кретного электродвигателя последние могут быть построены иа
основании опытных данных.
Величины Д и пг при произвольных значениях момента нагруз-
ки Мг и номинальном напряжении питания Ua могут быть опреде-
лены графически или по формулам
f Ш \ г , .
п{ — п9 I 1 —У [об/мин]; (1-7)
1г = /. + (/в-/,)[а]. (1-8)
а величины Р21, Pit и г|г — по формулам (1-4)—(1-6).
Построение рабочих характеристик электродвигателей при на-
пряжениях питания £Д, отличающихся от номинального UB, произ-
водится аналогичным образам, для чего предварительно определя-
ются новые значения величин /ог, /nt, nOl и Afnt по приведенным
ниже формулам.
/ог~Д [а]; (1-9)
£Д —~ £Дрог
= по' и» - и_____[об/мин}-, (МО)
и ь' тро г
U{ —
(‘4,)
Afn< = (Мп + Л/о)
с-12)
где 1<н — ток холостого хода, а;
nat — скорость вращения холостого хода, об/мин-,
t/трог — напряжение трогания при холостом ходе, в;
/а< — пусковой ток, а;
Мщ — пусковой момент, Г • см.
10
Средние зйачейия величии ^трог, At/щ и Мо для микроэЛектро-
двигателей постоянного тока серий ДПМ и ДПР приведены
в табл 1-6—1-9 и 1-16—1-21.
Механические и регулировочные характеристики
Семейство механических характеристик электродвигателей по-
стоянного тока n=f(M) при различных величинах напряжения пи-
тания представлено иа рис. 1-3 Построение семейства механиче
ских характеристик производится по формулам (1-10) и (1-12)
Рис 1-3 Механические харак-
теристики
Рис 1-4 Регулировочные характе-
ристики
Зависимость скорости вращения от момента нагрузки при постоян-
ном напряжении питания выражается формулой, аналогичной фор
муле (1-7),
/ Mi X
Пг = л01 ( 1 — I [об/мин]. (1-13)
Семейство регулировочных характеристик электродвигателей по-
стоянного тока n=f(£7) при различных величинах момента нагрузки
представлено иа рис. 1-4. Построение семейства регулировочных ха-
рактеристик производится по формуле (1-7) при U{~l)n и формуле
Mi
^Tporz—^трог + (7п—Л4П
где Птро« — напряжение трогания при нагрузке.
Рабочая часть регулировочных характеристик заключается меж-
ду соответствующим значением Отром и некоторым максимально
допустимым значением напряжения питания £/маКс- Максимальные
величины напряжений . питания акс» при которых еще до-
пускается эксплуатация микроэлектродвигателей постоянного
тока серий ДПМ и ДПР, приведены в табл. 1-6—1-9 и 1-16—1-21.
При эгом С/макс=^макс п, если при эксплуатации электродвигателя
йсключено его реверсирование (изменение направления вращения
иа ходу, без предварительной полной остановки), и Пмакс = с/макс.р,
если реверсирование предусматривается. Здесь С/макс.п — макси-
мально допустимое напряжение питания при пуске, в; Пмакс р —
максимально допустимое напряжение питания при реверсе, в.
11
Практические пределы регулирования скорости вращения ми-
кроэлектродвигателей постоянного тока серии ДПМ составляют
1 : 5—1 : 10, микроэлектродвига гелей серии ДПР — 1 : 10—1 . 20.
Режим работы и предельный момент нагрузки элек!родвигателя
Электродвигатели постоянного тока могут использоваться в од-
ном из следующих режимов:
а) продолжительном, при котором длительность работы элек-
тродвигателя превышает время, в течение которого температура
электродвигателя достигает установившегося значения, не превы-
шающего предельно допустимой величины;
б) кратковременном, при котором за время работы электродви-
гателя его температура не успевает достигнуть установившегося
значения, но не превышает предельно допустимой величины. После
этого электродвигатель должен быть отключен и полностью охлаж-
ден до температуры окружающей среды;
в) повторно-кратковременном
с неограниченным количеством
циклов работы при длительности
цикла не более 10 мин и продол-
жительности включения (ПВ) не
для определения допустимой на-
грузки электродвигателя при крат-
ковременном режиме работы.
Рис. 1-6. Зависимость рт —
f/tp \
= t 7—Г“т для определения
\1р ~Г Гп/
допустимой нагрузки электродви-
гателя при повторно-кратковре-
менном режиме работы при раз-
более 40%, при котором устано-
вившееся значение температуры не /р
превышает предельно допустимой личных
величины.
Микроэлектродвигатели постоянного тока серий ДПМ и ДПР
при номинальном моменте нагрузки на валу рассчитаны на про-
должительный режим работы. При кратковременном и повторно-
кратковременном режимах работы полезный момент нагрузки на
валу электродвигателя может быть увеличен.
Определение допустимой длительности работы при кратковре-
менном режиме или допустимой цикличности работы при повторно-
кратковременном режиме в зависимости от величины полезного мо-
12
мента нагрузки на валу электродвигателя может быть произведено
с помощью графиков, представленных на рис. 1-5 и 1-6.
Определив коэффициент тепловой перегрузки электродвигателя
Pii - Р^г
Рт“ )°1Н — Ргп ’ < ’ 5)
где и р2г — соответственно потребляемая и полезная мощности
электродвигателя при выбранном моменте нагрузки Мг, подсчиты-
ваемые по (1-4) и (1-5); Ли и Ргн — то же при номинальном мо-
менте нагрузки ЛТН и номинальном напряжении питания и зная
постоянную времени нагрева электродвигателя Гр, находим допусти-
мую длительность работы /р для кратковременого режима или до-
пустимую длительность работы /р и длительность паузы tn для по-
вторно-кратковременного режима. Определенные таким образом ве-
личины /р и tn выражаются в минутах. При этом для повторно-
кратковременного режима работы должны быть соблюдены условия
^р+/п Ю мин* tp ^0,4 (Zp 4-/п).
Постоянные времени нагрева Тр электродвигателей постоянного
тока серий ДПМ и ДПР приведены ниже.
Тип ДПМ-20 ДПМ-25 ДПМ-30 ДПМ-35
Тр , мин 9.5 11,5 14 16,5
Тип ДПР-2 ДПР-32 ДПР-42 ДПР-52 ДПР-62 ДПР-72
Тр » мин 7,5 10 12,5 15 17,5 20
Срок службы электродвигателей
Срок службы электродвигателей постоянного тока определяется
главным образом ресурсом работы электрощеток, износ которых,
в свою очередь, для конкретного электродвигателя в основном опре-
деляется плотностью тока под щетками и окружной скоростью вра-
щения коллектора.
Для микроэлектродвигателей постоянного тока серий ДПМ и
ДПР минимально гарантированные величины сроков службы в нор-
мальных климатических условиях при продолжительном номиналь-
ном режиме работы приведены в табл. 1-1—1-4 и 1-10—1-15.
Практически, так как электродвигатель может находиться в экс-
плуатации вплоть до полного износа электрощеток, реальные вели-
чины сроков службы будут несколько больше и могут быть пол-
ностью реализованы, если представляется возможным периодическое
наблюдение за состоянием электрощеток.
При продолжительном режиме работы и моменте нагрузки мень-
ше номинального реальные величины сроков службы могут быть
увеличены. В частности, при моменте нагрузки, не превышающем
0,1Мн, сроки службы, указанные в табл. 1-1—1-4 и 1-10—1-15, могут
быть увеличены в 1,5—2 раза, причем меньшее значение приведен-
ного коэффициента относится к более быстроходным электродвига-
телям рассматриваемых серий.
При моменте нагрузки ЛЛ, превышающем номинальный, реаль-
ный срок службы электродвигателя должен быть уменьшен по
сравнению с 'Величиной, приведенной в табл. 1-1—1-4 и 1-10—1-15,
примерно в (Л//н)2 раз.
13
Характеристики Электродвигателей в переходных режимах
В общем случае работа электродвигателя постоянного тока опи-
сывается уравнением напряжений
ту di
U = e + L--^+lRa[e] (Н6)
и уравнением моментов
d<&
MpjB —Me = J[Г-см], (I-17)
где L — индуктивность обмотки якоря, гн;
е и i — мгновенные значения э. д. с. и тока якоря, вид.
Мс— суммарный момент сопротивления, включая момент холо-
стого хода, Г • см,
J — суммарный момент инерции подвижных частей, Г-см-сек2;
со — угловая скорость вращения, рад/сек.
Совместное решение уравнений (1-16) и (1-17) относительно ско-
рости вращения при пуске электродвигателя дает:
а) при холостом ходе электродвигателя
/ \
п = 1 — е Гм° J [об/мин]; (1-18)
б) при нагрузке электродвигателя
f ——\
п = пг-\1—е ) [об/мин]; (1-19)
Гм= ГМо--^/пр [сек], (1-20)
* (X
где t — время, сек;
Тмо — электромеханическая постоянная времени при холостом ходе,
сек;
Тм — электромеханическая постоянная времени привода, сек;
Ja — момент инерции якоря, Г - см- сек2;
Лтр — приведенный к валу двигателя момент инерции подвижных
частей механизма, Г - см • сек2.
Моменты инерции якорей и электромеханические постоянные
времени на холостом ходу для микроэлектродвигателей постоянного
тока серий ДПМ н ДПР приведены ниже.
Тип ДПМ-20 ДПМ-25 дпм-зо ДПМ-35
Ч-сек 0,035—0,055 0,035—0,05 0,035—0.05 0,035—0.05
I а , Г-см-сек* 0,0037 0.0116 0,029 0,062
Тип ДПР-2 ДПР-32 ДПР-42 ДПР-52 ДПР-62 ДПР-72
Тщ, сек 0,015—0,02 0,015-0,02 0,015—0,02 0,015—0,02 0,015—0,02 0,015—0,02
/а , Г-см-сек? 0,00063 0,002 0,0057 0,017 0,036 0,078
Характер изменения скорости вращения и потребляемого тока
во времени при пуске электродвигателя показан на рис. 1-7. Пункти-
ром на графике показан характер изменения тока с учетом индук-
тивности обмотки якоря. Практически, так как электромагнитная
14
Рис. 1-7. Кривые изменения ско-
рости вращения и потребляемого
тока при пуске электродвигателя.
Рис. 1-8. Определение частоты
пусков электродвигателей се-
рии дпм.
Рис. 1-9. Определение
частоты реверсов
электродвигателей
серии ДПМ-
Рис. 1-10. Определение частоты пу-
сков электродвигателей серии ДПР.
15
постоянная цепи якоря Та<^Гм0, влиянием индуктивности обмотки
якоря можно пренебречь и считать, что закон изменения тока во
времени при пуске электродвигателя описывается уравнением
t
i = Ii + (Ini — li) e
Тк [«]•
(1-21)
Рис. 1-11. Определе-
ние частоты реверсов
электродвигателей се-
рии ДПР.
Рис. 1-12. Определение количе-
ства пусков и реверсов элек-
тродвигателей серии ДПМ.
Рис. 1-13. Определение количества
пусков и реверсов электродвигате-
лей серии ДПР-
10
Значения Та приводятся ниже.
Тип ДПМ-20 ДПМ-25 ДПМ-30 ДПМ-35
Та , мсек 0,4—0,7 0,6—1 0,7—1,2 0,9—1,5
Тип ДПР-2 ДПР-32 ДПР-42 ДПР-52 ДПР-62 ДПР-72
Та , мсек 0,1—0,25 0,2—0,35 0.25—0,5 0,3—0,6 0,4—0,7 0,5—0,8
Частые пуски и реверсирование электродвигателей сопровожда-
ются значительным выделением тепла. Очевидно, что чем больше
приведенный к валу электродвигателя момент инерции подвижных
частей, тем продолжительнее переходный процесс и тем больше
нагрев электродвигателя. Отмеченное обстоятельство накладывает
ограничение на частоту пусков и реверсов электродвигателя. Мини-
мально допустимое время i между двумя пусками или реверсами
для микроэлектродвигателей постоянного тока серий ДПМ и ДПР
в зависимости от кратности пускового тока при различных приведен-
ных моментах инерции определяется с помощью графиков, пред-
ставленных на рис. 1-8—1-11. Графики построены для номинального
режима работы (Ui = Ua, Л1г=Мн).
Величина /н определяется из рис. 1-2 или по формуле (1-8) при
Lh = Un и Л1г=Л1н. Величина /п при Ui = Uu приведена в табл. 1-6—
1-9 и 1-16—1-21. Графики могут быть использованы для определе-
ния частоты пусков или реверсов и при режимах работы, отличаю-
щихся от номинального режима (при с/г^(/н и Мг<Л1н). При
вместо величины /п в отношение /п//н следует подставлять
величину /пг, определяемую по формуле (1-11). При этом необходи-
мо иметь в виду, что напряжение питания электродвигателей при
пуске или реверсе не должно превышать соответственно величин
t/макс п или (/макс р, указанных в табл. 1-6—1-9 и 1-16—1-21. При
Мг<Л1п частота пусков или реверсов должна соответствовать номи-
нальному режиму 'работы. Использование микроэлектродвигателей
постоянного тока серий ДПМ и ДПР в режиме частых пусков и
реверсов при Л1г>Л1н не допускается.
Полное количество пусков Nn или реверсов ^p, которое микро-
электродвигатели постоянного тока серий ДПМ и ДПР могут обес-
печить в течение указанного в табл. 1-1—1-4 и 1-10—1-15 срока
службы, может быть определено из графиков, представленных на
рис. 1-12 и 1-13.
1-3. СТАБИЛИЗАЦИЯ СКОРОСТИ ВРАЩЕНИЯ МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ
ПОСТОЯННОГО ТОКА ЦЕНТРОБЕЖНЫМИ КОНТАКТНЫМИ
СТАБИЛИЗАТОРАМИ
Стабилизация скорости вращения микроэлектродвигателей по-
стоянного тока с возбуждением от постоянных магнитов основы-
вается в соответствии с уравнением (1-1) на поддержании постоян-
ства некоторого среднего значения электродвижущей силы яко-
ря ЕСТ-
Уравнение (Д-2) применительно к электродвигателям постоян-
ного тока с центробежными контактными стабилизаторами скорости
вращения в цепи якоря записывается в виде
Ec^U,-It(Ra+R^) — 0-22)
2-1467 17
где Ест—э. д с. якоря, соответствующая стабилизированной скоро-
сти вращения, в;
/?эфф — эффективное значение сопротивления в цепи якоря, ом.
Из последнего уравнения следует, что постоянство Ест при из-
меняющихся величинах иг и Ц(Мг) может быть обеспечено путем
Рис. 1-14. Процесс стабили-
зации скорости вращения
электродвигателя
соответствующего изменения полного
сопротивления цепи якоря (/?а+/?эфф)
или, так как сопротивление обмотки
якоря \Ra — const, путем соответствую-
щего изменения ^эфф, величи-
на которого определяется работой
центробежного контактного стаби-
лизатора скорости вращения При
вибрации контактов центробежного
стабилизатора скорости вращения со-
противление, вводимое последова-
тельно в цепь якоря электродвигате-
ля, скачкообразно меняется от 7?Мнн
при замкнутых контактах до /?Макс =
= /?д при разомкнутых. Графически
процесс стабилизации скорости вра-
щения электродвигателя представлен
на рис 1-14, пде лест — естественная
скорость вращения двигателя. Вели-
чина эффективного сопротивления
времени замкнутого fp и
выражается формулой
7?эфф определяется соотношением
разомкнутого Гп состояний контактов и
Яэфф.— Яд // ।_ // [ом]»
» РТ ‘ п
(1-23)
где /?д—сопротивление дополнительного резистора, ом.
При изменении условий работы электродвигателя, например при
изменении напряжения питания Ui или момента нагрузки Aft, про-
исходит автоматическое изменение времени замкнутого и разомкну-
того состояний контактов, обеспечивающее с определенной точ-
ностью поддержание постоянства э. д. с якоря Ест, а следователь-
но, и среднего значения скорости вращения электродвигателя, опре-
деляемого формулой
60а£ст г
ncT = _pw (1-24)
Основные параметры микроэлектродвигателей постоянного тока
серии ДПМ со стабилизированной скоростью вращения приведены
в табл. 1-5.
Необходимость обеспечения надежной работы электродвигате-
лей со стабилизироваииой скоростью вращения накладывает ряд
специфических ограничений:
а) недопустимость использования электродвигателей в диапа-
зоне напряжений, отличающемся от указанного в табл. 1-5;
б) недопустимость эксплуатации электродвигателей при момен-
те нагрузки, превышающем номинальный:
в) недопустимость отступлений от рекомендуемых схем вклю-
чения электродвигателей.
Принципиальные схёМы включения Мнкроэлектродвигателей по-
стоянного тока серии ДПМ со стабилизированной скоростью враще-
ния приведены иа рис. 1-15. Параметры элементов схем включения—
балластного резистора дополнительного резистора конденса-
тора С, диода Д, резистора Яь триода ПП — указаны в табл. 1-5.
При указанной иа схемах полярности выводных концов направ-
ление вращения электродвигателей правое (по часовой стрелке) со
стороны выходного конца вала Для изменения направления враще-
ния электродвигателя необходимо поменять местами красный и си-
ний выводные концы
Рис. 1-15. Схемы включения электродвигателей серии
ДПМ исполнения НЗ.
В связи с тем что характер работы электродвигателей стабили-
зированного исполнения в значительной степени зависит от величи-
ны приведенного к валу электродвигателя момента инерции элемен-
тов привода, последний не должен превышать величии, указанных
ниже.
Тип ДПМ-20-НЗ ДПМ-25-НЗ ДПМ-ЗО-НЗ
Jnp. Г-см-сек2 0,02 0,04 0,08
Приведенные в табл. 1-5 нормы по точности стабилизации ско-
рости вращения обеспечиваются при указанном там же направлении
вращения в нормальных климатических условиях при отсутствии
механических перегрузок.
Частота пусков микроэлектродвигателей постоянного тока серии
ДПМ стабилизированного исполнения должна быть не более 1 раза
в 10 сек. Реверсирование электродвигателей ДПМ стабилизирован-
ного исполнения не допускается.
1-4. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ВЫБОРУ И ПРИМЕНЕНИЮ
МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ СЕРИЙ ДПМ И ДПР
Для правильного выбора электродвигателя для привода меха-
низма или машины необходимо определить следующие исходные
данные по этому механизму (машине):
2 е 19
а) максимальную необходимую величину пускового момента;
б) максимальную величину момеша сопротивления при устано-
вившемся режиме работы;
в) требуемое быстродействие и момент инерции нагрузки, при-
веденный к валу электродвигателя;
г) скорость вращения;
д) режим работы — продолжительный, кратковременный, повтор-
но-кратковременный;
е) максимальную частоту пусков или реверсов электродвигателя;
ж) ресурс работы, количество пусков и реверсов электродвигате-
ля в течение заданного ресурса.
По характеру величин и сочетаний вышеперечисленных парамет-
ров все механизмы (машины) можно условно разделить на три
группы:
1) исполнительные механизмы (машины) кратковременного дей-
ствия. Для них характерны: кратковременный или повторно-кратко-
временный режим работы с малой длительностью рабочего цикла,
малая частота пусков или реверсов, небольшой ресурс работы. Ос-
новными требованиями к электродвигателям для привода данной
группы механизмов являются максимальная величина пускового мо-
мента и полезной мощности при минимальном объеме и весе элек-
тродвигателя. Остальные параметры электродвигателя — электроме-
ханическая постоянная времени, к. п. д., ресурс работы — имеют
обычно менее существенное значение;
2) механизмы (машины) систем автоматического регулирования
и следящих систем. Для иих характерны: повторно-кратковремен-
ный режим работы, высокое быстродействие, большая частота пус-
ков и реверсов. Основными требованиями к электродвигателям для
привода данной группы являются минимальная электромеханическая
постоянная времени и максимальная допустимая частота пусков и
реверсов. Остальные параметры — габариты, вес, к. п. д. — имеют
менее существенное значение;
3) механизмы (машины) длительного действия. Для них харак-
терны: продолжительный режим работы, малая частота пусков и
реверсов, большой ресурс работы. Основными требованиями к элек-
тродвигателям для привода данной группы являются максимальный
ресурс работы и высокий к. п. д. Остальные параметры имеют менее
существенное значение.
Исходя из вышеизложенного, для привода механизмов первой
группы целесообразнее всего использовать электродвигатели с ма-
ксимальной скоростью вращения 9 000 ®б[мин, имеющие максималь-
ную полезную мощность и максимальный пусковой момент по срав-
нению с двигателями на меньшую скорость вращения в том же га-
барите. В том случае, если срок службы электродвигателя со скоро-
стью вращения 9 000 об)мин меньше, чем задан для механизма, сле-
дует использовать электродвигатель со скоростью вращения
6 000 об) мин.
При малой длительности рабочего цикла целесообразно для со-
кращения объема и веса двигателя использовать электродвигатели
с перегрузкой ,по моменту нагрузки.
Для обеспечения надежного пуска механизма при всех условиях
эксплуатации величина требуемого пускового момента механизма не
должна превышать 80% от величины пускового момента электро-
двигателя.
20
Для привода механизмов второй группы следует использовать
электродвигатели с номинальной скоростью вращения 2 500 или
4 500 об/мин, допускающие большую частоту пусков и реверсов. Если
габариты и вес двигателя не имеют первостепенного значения, а так-
же при больших требуемых сроках службы целесообразно использо-
вать электродвигатели со скоростью вращения 2 500 об/мин, допу-
скающие большую частоту пусков и реверсов.
Если габариты и вес двигателя имеют первостепенное значе-
ние, а требуемый ресурс работы невелик, то целесообразно исполь-
зовать электродвигатели со скоростью вращения 4 500 об/мин.
Для привода механизмов третьей группы основными факторами
при выборе двигателя являются требуемый ресурс работы и к. п. д.
При небольшом сроке службы с целью обеспечения максималь-
ного к. п д. и снижения объема и веса двигателя при заданной
мощности целесообразно использоваiь электродвигатели со скоро-
стью вращения 6 000 об/мин.
Только в том случае, если заданный ресурс механизма превы-
шает имеющийся ресурс двигателей со скоростью вращения
6 000 об/мин, следует использовать электродвигатели со скоростью
вращения 4 500 или 2 500 об/мин, так как при этом снижается к. п. д.
и возрастают объем и вес двигателей при заданной мощности.
Для уменьшения времени выбега электродвигателей после от-
ключения допускается использование динамического торможения для
всех типов двигателей с нестабилизированной скоростью вращения;
с той же целью можно применять противовключение этих двигателей
на напряжение, не превышающее допустимого напряжения реверси-
рования для данного типа двигателя.
1-5. МИКРОДВИГАТЕЛИ СЕРИИ ДПМ
Краткая характеристика
Микроэлектродвигатели постоянного тока серии ДПМ являются
двухполюсными электрическими машинами с возбуждением от по-
стоянных магнитов закрытого исполнения.
Серия микроэлектродвигателей ДПМ включает четыре габарита.
В качестве исходной величины для построения серии принят наруж-
ный диаметр корпусов электродвигателей. Электродвигатели различ-
ных габаритов геометрически подобны друг другу, т. е. все их ос-
новные размеры относятся друг к другу, как их наружные диа-
метры.
Микроэлектродвигатели серии ДПМ имеют следующие конструк-
тивные исполнения:
а) исполнение Hl —с одним выходным концом вала;
б) исполнение Н2 — с двумя выходными концами вала;
в) исполнение НЗ — с одним выходным концом вала и встроен-
ным центробежным контактным стабилизатором скорости вращения.
В каждом конструктивном исполнении предусмотрено выполне-
ние электродвигателей с различными номинальными данными (на-
пряжением питания, моментом нагрузки и скоростью вращения).
Основные параметры микроэлектродвигателей серии ДПМ испол-
нений Hl, Н2 и НЗ приведены в табл. 1-1—1-5.
Основные габаритные и установочные размеры микроэлектродви-
гателей серии ДПМ исполнений Н1 и Н2 приведены на рис. 1-16,
а исполнения НЗ — на рис. 1-17.
21
Исполнение н?
Исполнение н2
Рис. 1-16. Габаритные и установочные размеры микроэлектродвигателей
серии ДПМ исполнений Н1 и Н2.
Тип элек- тродвига- теля D d di L 1 1 в h b Вес,, г
ДПМ-20 20П2а 2Д М 2X0-25 Кл. 2 14 9 я+0,5 8—0,6 .40,5 !—0,4 5 3 7,3 200 2,4 0,4+0,015 65
ДПМ-25 25П2а 2Д М2Х0.25 Кл. 2 ДЕ е + 0>3 45’5—0,5 17,5 10,25 1П+0,5 10—0,6 ,+0,5 *—0,4 6 3 9,3 250 2,4 0,44-0,015 120
ДПМ-30 30П2а зд МЗХ0,35 Кл. 2 е?4"3’3 Б7—0,5 21 13,5 .,+ °.5 12—0,6 =±3:1 7,5 4,5 11,2 300 3,6 0,6+0’015 220
ДПМ-35 35П2а зд M3X0.35 Кл. 2 е+0,3 64,5_о(5 24,5 14,75 ,д + 0.5 14—0,6 8,5 4,5 13 350 3,6 0,б+0.0'5 340
Рис. 1-17. Габаритные и установочные размеры микроэлектродвигателей серии ДПМ исполнения НЗ.
Тип элек- троде ига- D Di d L 1 h h b Вес
теля z
ДПМ-20-НЗ 20П2а 20,4 2Д М2Х0.25 Кл. 2 сп+0>3 5°—0,6 14 9 я+°,5 «—0,6 '+о:? 5 3 7,3 200 13,5 2,4 0,4+0,015 75
.ДПМ-25-НЗ 25П2а 25,2 2Д М 2X0,25 Кл. 2 ГО4"9*3 59—0,6 17,5 10,25 >o±S:i . +0,5 *—0,4 6 3 9,3 250 15 2,4 0,4 + 0»015 140
ДПМ-ЗО-НЗ 30П2а 30 зд М 3X0,35 Кл. 2 79+о,з 72—0,6 21 13,5 1 е+0,6 1 *5—0,4 7,5 4,5 11,2 300 17 3,6 0,6+9’01Б 250
Рис. 1-18 Схема
включения микро-
электродвигателей
серии ДПМ ис-
полнений Н1 и Н2.
Крепление микроэлектродвигателей серии ДПМ производится за
наружную поверхность магнита (поверхность D на длине I) с по-
мощью охватывающих магнит немагнитных металлических деталей.
Схема включения микроэлектродвигателей ДПМ исполнений Н1
и Н2 приведена на рис. 1-18 При положительной полярности на
красном выводном конце направление враще-
ния электродвигателей по часовой стрелке со
стороны выходного конца вала противополож-
ного коллектору. Для изменения направления
вращения электродвигателя полярность вывод-
ных концов необходимо изменить на обрат-
ную.
Конструкция микроэлектродвигателей
серии ДПМ исполнения Н1
Конструкция микроэлектродвигателей се-
рии ДПМ исполнения Н1 приведена на
рис. 1-19. Корпус электродвигателя состоит из
литого постоянного (магнита 3 цилиндрической формы, к торцевым
частям которого прилиты выполненные из цинкового сплава концевые
части 2 и 5. В концевом приливе 5 имеются окна для доступа к щет-
кодержателям, закрытые пружинящей защитной лентой 11. К корпу-
су винтами крепятся выполненные из цинкового сплава подшипнико-
вые щиты 1 и 7. В подшипниковые щи гы залиты стальные втулки,
Рис. 1-19. Конструкция микроэлектродвигателя серии
ДПМ исполнения Н1.
предназначенные для установки шарикоподшипников. Подшипнико-
вый щит 7, к которому жестко крепится суппорт 6 со щеткодержа-
телями, имеет овальные пазы для регулировки положения щеток
и установки их на нейтрали.
Внешняя поверхность корпуса и подшипниковых щитов для за-
щиты от коррозии, а также в декоративных целях имеет хромовое
покрытие. Дополнительная коррозионная устойчивость корпуса и
щитов достигается их гидрофобизацией. Внутренние поверхности
24
подшипникового щита 7 и концевого прилива 5 покрыты электроизо-
ляционной эмалью. Якорь электродвшазеля 4 состоит из вала, вы-
полненного пз нержавеющей стали, па который на накатке напрес-
сован пакет из листов электротехнической стали. Коллектор, выпол-
ненный из меди и опрессованный пластмассой, напрессован на вал
также на накатке. Пакет стали якоря имеет семь круглых пазов,
в которые уложена шаблонная петлевая обмотка, выполненная
из медного обмоточного провода с эмалевой изоляцией.
Пазовая изоляция выполнена из электрокартона. Пазы закры-
ты гетинаксовыми клиньями. Обмотка якоря с целью придания ей
монолитности и влагостойкости пропитана электроизоляционным
лаком. На валу якоря установлены два радиальных однорядных
шарикоподшипника 8. Регулировка величины осевого люфта произво-
дится регулировочными шайбами 9. Для предотвращения попадания
смазки из шарикоподшипников на коллектор и щеточной пыли
в шарикоподшипники на валу якоря установлены маслозащитиые
шайбы 10. Суппорт 6 выполнен из пластмассы и изолирован допол-
нительно от подшипникового щйта изоляционной прокладкой. Го-
ловки винтов, крепящих суппорт к подшипниковому щиту 7, залиты
электроизоляционной шпатлевкой. На суппорте на осях установлены
щеткодержатели куркового типа, к которым припаяны электрощетки.
Марка электрощеток зависит от напряжения питания электродви-
гателя. Щеточное давление обеспечивается спиральными ленточными
пружинами. Оси, щеткодержатели и пружины выполнены из бронзы.
Токоподвод к осям от контактных стоек осуществляется через шии-
ки, расположенные в углублениях иа торцевой поверхности суппор-
та, обращенной к подшипниковому щиту. Оси, шинки и контактные
стойки для обеспечения надежной пайки посеребрены. К контактным
стойкам припаяны выводные концы, выполненные из цветного гиб-
кого монтажного провода. Цвет выводных концов — красный (розо-
вый, малиновый) и синий (цвет морской волны). Выводные концы
выходят из корпуса электродвигателя через латунную посеребрен-
ную втулку, которая обеспечивает механическую защиту выводных
концов и одновременно может быть использована для (Присоедине-
ния экранирующей оплетки. Выходной конец вала имеет сегментную
шпоику, резьбу и упорный буртик, предназначенные для соединения
электродвигателя с приводным механизмом.
Конструкция микроэлектродвигателей серии ДПМ исполнения Н2
Конструкция микроэлектродвигателей серии ДПМ исполнения
Н2 отличается -от приведенной иа рис. 1-19 конструкции исполнения
Н1 только наличием второго конца вала со стороны подшипникового
щита 7. Второй конец вала по размерам и конструкции полностью
аналогичен выходному концу вала со стороны, противоположной
коллектору.
Конструкция микроэлектродвигателей серии ДПМ исполнения НЗ
Конструкция микроэлектродвигателей серии ДПМ исполнения
НЗ приведена на рис. 1-20. Электродвигатель исполнения НЗ по-
строен на базе исполнений Н1 и Н2. Корпус электродвигателя, со-
стояний из магнита 3 и приливов 2 и 5, подшипниковый щит /,
шарикоподшипники 5, регулировочные шайбы 9, шпонки 14, масло-
защитиые 1пайбы 16 и защитная лента 17 (последним трем на
рис. 1-19 соответствуют позиции 12, 10, 11), а также суппорты со
щеткодержателями 6 и 10 заимствованы из исполнения Н1, якорь
25
Рис. 1 20. Конструкция микроэлектродвигателя серии ДПМ исполне-
ния НЗ.
электродвигателя 4 — из исполнения Н2. Суппорт со щеткодержа-
телями 10 отличается от суппорта со щеткодержателями 6 только
расцветкой выводных концов (желтый и зеленый или белый). Под-
шипниковый щит 7 на рис. 1-20 отличается от щита 7 на рис. 1-19
наличием приливов, предназначенных для крепления крышки стаби-
лизатора 12. Крышка стабилизатора выполнена из латуни и имеет
хромовое покрытие. Центробежный стабилизатор скорости враще-
ния 11 установлен на выходном конце вала со стороны коллектора.
Стабилизатор фиксируется от проворота сегментной шпонкой 14 и
крепится иа валу гайкой 13. Осевое положение стабилизатора регу-
лируется шайбами 15.
Основой стабилизатора является корпус из пластмассы с запрес-
сованной в него центральной латунной втулкой. В корпус запрес-
сованы два медных полукольца, через которые осуществляется токо-
подвод от суппорта 10 к двум контактным группам стабилизатора.
На корпусе стабилизатора с помощью винтов закреплены пружины
с контактами, упоры, ограничивающие ход пружин, и контактные
латунные лепестки, к которым припаиваются выводы от полуколец.
Пружины стабилизатора выполнены из сплава с высокой темпера-
турной стабильностью модуля упругости. Упоры выполнены из стали
и для обеспечения надежного токоподвода к пружинам посеребрены.
С этой же целью посеребрены и контактные лепестки. В корпус ста-
билизатора запрессованы латунные резьбовые втулки с припаянными
к иим посеребренными латунными лепестками. К последним при-
паиваются выводы от полуколец. В резьбовые втулки ввернуты ла-
тунные винты с припаянными к ним контактами. Для обеспечения
надежного токоподвода резьбовые втулки н винты посеребрены.
Регулировка величины стабилизируемой скорости вращения элек-
тродвигателя осуществляется перемещением винта с контактом, за
счет чего изменяется натяг пружины. В требуемом положении вин-
ты с контактами контрятся с помощью специальных гаек.
Маркировка микроэлектродвигателей серии ДПМ
На корпусах электродвигателей серии ДПМ выгравированы обо-
значение и заводский иомер электродвигателя. Пример расшифров-
ки обозначения электродвигателя ДПМ-20-Н1-01:
26
Тчв4ица и
Микроэлецтродвигатели ДПМ-2? исполнений и П2
Тип электродвигателя Номинальные данные Холос- той ход Пусковой режим Срок службы
ия мж ян (макс.) h (макс ) Мп (мин ) (макс.)
в Г*см об/мин а а Г'См а к
ДПМ-20-Н1/Н2-01 29 5 9 000 0,075 0,05 60 0.7 300
ДПМ-20-Н1/Н2-02 27 10 4000 0,07 0,05 20 0,25 700
ДПМ-20-Н1/Н2-04 6 2 2 000 0,06 0,05 6 0,33 1 000
ДПМ-20-Н1/Н2-05 14 2 2 000 0,05 0,04 10 0,14 1 000
ДПМ-20-Н1/Н2-06 27 15 9 000 0,15 0,06 60 1 300
ДПМ-20-Н1/Н2-07 27 20 6 000 0,15 0,05 50 0,65 500
ДПМ-20-Н1/Н2-08 27 20 4500 0,15 0,06 40 0,4 600
ДПМ-20-Н1/Н2-П 12 15 9 000 0,35 0,13 60 2,3 300
ДПМ-20-Н1/Н2-12 12 20 6 000 0,3 0,12 50 1.7 500
ДПМ-20-Н1/Н2-12А 14 18 6 000 0,25 0,11 50 1,1 500
ДПМ-20 Н1/Н2-13 12 15 4 500 0,25 0,11 40 0,9 600
ДПМ-20-Н1/Н2-14 12 10 2 500 0,1 0,05 20 0,35 1000
ДПМ-20-Н1/Н2-16 |6 10 9 000 0,55 0,3 60 4,3 300
ДПМ 20-Н1/Н2-17 6 15 6 000 0,5 0,25 60 2.6 500
Таблица 1-2
Микроэлектродвигатели ДПМ-25 исполнений Н1 и Н2
Тип электродви- гателя Номинальные данные Холос- той ход Пусковой режим Срок службы
"и А ян 7н (макс.) /о (макс.) Мп (мин.) (макс.)
в Г-см X а ае 'S а а Г»ем а ч
ДПМ-25-Н1/Н2-01 29 35 9 000 0,25 0,08 150 2.6 300
ДПМ-25-Н1/Н2-02 27 30 3 800 0,1 0,04 100 0,7 900
ДПМ-25-Н1/Н2-02А 27 10 4 500 0,06 0,04 100 0,7 800
ДПМ-25-Н1/Н2-03 12 45 6 000 0,6 0,2 100 3,8 400
ДПМ-25-Н1/Н2-04 27 50 2 500 0,15 0,04 80 0,5 1000
ДПМ-25-Н1/Н2-05 15 50 2 500 0,22 0,06 80 0,9 1000
ДПМ-25-Н1/Н2-06 27 50 6 000 0,3 0,09 150 1.9 500
ДПМ-25-Н1/Н2-07 ДПМ-25-Н1/Н2-09 27 50 4 500 0,22 0,06 120 1Д 800
12 35 9 000 0,65 0,23 150 6,2 200
ДПМ-25-Н1/Н2-10 12 50 4500 0,52 0,16 120 2,5 800
ДПМ-25-Н1/Н2-10А 14 50 4 500, 0,45 0,13 120 2 800
ДПМ-25-Н1/Н2-11 12 50 1 2500 0,28 0,09 80 1,2 1000
27
со оо «8?8?8?8?g8i^sfe 5?||g||gйg -SSSSS2382 Тип электродвигателя fe fe £ <: 322SSSSS о ё йёйёёёйё s 55555^5553 ® ххдддддддас "О ЬЭЬОЮЮ*'ЭЮюЙЙ>*'Э ® -^-^о^ооооо W — росооосл^сокэ — Й *• 2 8 Ж •о Тип Электродвигателя Таблица |-3 Микроэлектродцигдтели ДПМ-30 исполнений Н1 и Ц2
со а Номинальные данные о Р -““--tOtOtOtOtO ц to rffc Ю ЬЭ Ю "Ч о» -М -si to s а> с: < 31 Номинальные данные
J^totoj-wtototo-- — 2 2 2 ? '= ° ° У OQOOOOOQOO J S S 70 100 100 100 70 70 100 100 100 100 гатели *1 г» Зе
ю л. 3: щ to о - (^) щ ЯК22сп21С:>сзосло OOOOOOQOOO О’—' О О О О О О <_> ф об[мин й а ЮДЛ-СПффСЛдЬЭЮ Д СЛСЛСЛФФФСЛСЛОО© X* ООООФООСЭОО ig оо оооооооо 1 об/лшк
~ to и .° р - р _ « « w « 3 g - й w
о ^н (макс ) W сл О Ф О . в— _— о Ф о ~ ф П СТ» 00 ’to to ">U О» СЛ *Э СЛ я & (макс.)
О OOOQOOOOO ЪЭ >Сь СЛ ""J—' to to Л Ф CJ "ЧЮСЛСЛЮ — ЙСЛ© о /о (макс ) Холос- той ход О — Sa я ©ФФФОФФФФФ 2 ’— to СаЭ W lb. ’to Ф ’— я М to СЛ СЛ СО СП 00 X » ! & (макс.) Холос- той ход
ОО СЛ Cj со СП О со СЛ "si СЛОООСЛООСЛОО OOOOOOujOQQ Г см * х я Пусковой режим S XI to ю ю оо оо to Ю 05 to со О Q0 СЛСЛСЛСЛСЛФФСЛ 5J О ©^Офффслф© п Зе м„ (мин.) Пусковой рейс нм
р71 О >— Ю,ЬЭ.Л‘.О1,ЧМ-“ to л> to to со оо д. оо о 2 Й ** о а 33 рз to . СЛ to О1 СП оо Дь. СО СО Ю СЛ Ь ’*₽. to to "со “ _ Дь. 1о СЛ "— со Tsj к & ;п (макс<
100 800 1 000 200 600 803 50 100 500 1 000 д Срок службы м *— ФООСО — СЛСЛСТ>ФЮ О ФФФФФОФОФ — Фффифсэфффф « j Срок служба ।
Таблица ’1-5
Микроэлектродвигатели ДПМ исполнения НЗ
Тнп электродви- гателя Номинальные данные Допустимые пределы изменения Холостой ! ход Пусковой режим > № схемы включения
^н Мн rtH (макс ) Ul М, /0 (макс.) мя (мни.) ^п ( (макс.)
в Г 'См об)мич а в Г'См а Г'СМ а —
ДПМ-20-НЗ-01 27 10 9 000 0.2 24—30 5—10 0,14 50 1„5 1
ДПМ-20-НЗ-09 12 20 4 500 0.45 10.5—13,5 5—20 0,22 40 : U4 | 1
ДПМ-20-НЗ-09А 14 20 4 500 0.4 12,5—16,5 5—20 0,2 40 ; 1.з ! 1
ДПМ-25-НЗ-01А 27 10 6 000 0,22 24—31 5—10 0,17 100 2.з ; 3
ДПМ-25-НЗ-01Б 27 10 6 000 0,17 24—31 5—10 0.13 120 2,2 2
ДПМ-25-НЗ-02А 28 22 9 000 0,35 24—32 10—22 0,25 120 4,7 ’ 2
ДПМ-25-НЗ-ОЗБ 14 30 6 000 0,6 12—16 15—30 0,3 120 ' 5,3 2
ДПМ-30-НЗ-01 27 70 9 000 0,85 24—30 35—70 0,45 400 4.9 ’ 1
ДПМ-30-НЗ-02 к 28 20 12 000 0,8 24-32 5—20 0,6 200 5,7 : 1
Таблица 1-6
Микроэлектродвигатели ДПМ-20 исполнений Н1 и Н2
fcs
’гдрш а\
Наиревле- «ие вра- щения ) 8 8 8 8 8 8 8 8 8 * S S . S S S
Точность стабили- 1 зации еч ю с^сч^счсчсчсчеч — -Н-Н’Н-Н-Н-Н-Н-Н-Н
Срок службы * 50 100 100 150 (00 50 50 50 30
пп 1 1 ч*
1 1 § 1 1
вт
а? 3 Q 1 1 2 ю 1 1 1
А\
S
я <и 2 ч и ч 1 1 1 с 1 с С ч с М С X с ч с J Г ч с ч с X t э ч X
гейты схемы е и мкф 10*0 <=100 в 0,02 10’0 9 00 « а а А\ ю 1 ч о « 8 ° А\ ° 8 =. А\ " 10*0 9 OOI^g <=100 в 0,01 « о о А\
я £
я ом 005 I 005 tuff 005 U19 0SZ IU9 ^2 вт 390 ^2 вт 200 001 Ui9 g « о J а А\ ~ g зд о а А\ " ^2 вт
«б ом 1 1 1 1 1 1 1 « ЭН a i 3 £ зд СО А\
Тип электродви- гателя ДПМ-20-НЗ-01 ДПМ-20-НЗ-09 ДОМ-20-НЗ-09А ДПМ-25-НЗ-01А ДПМ-25-НЗ-01Б ДПМ-25-НЗ-02А ДПМ-25-НЗ-ОЗВ ДПМ-ЗО-НЗ-О1 ДОМ-30-НЗ-02
Тип электро- двигателя При l/(* = UH Мо ^трог в Д(/щ в ^макс.п ^макс.р
А) а п0 Мп
а об(мин Г 'См Г’СМ ом в в
ДПМ-20-Н1/Н2-01 0,04 0,34 9 300 75 10 5 1,4 81 35 33
ДПМ-20-Н1/Н2-02 0,023 0,115 4 900 36 9 7 1,4 218 32,5 32,5
ДПМ-20-Н1/Н2-04 0,046 0,158 2 160 20,5 9 2,3 0,5 35,5 7,2 7,2
ДПМ-29-Н1/Н2-05 0,023 0,062 2 280 15 9 6 0,5 218 17 17
ДПМ-20-Н1/Н2-06 0,047 0,47 10 400 90 10 4,2 1,4 54 32,5 26
ДПМ-20-Н1/Н2-07 0,037 0,3 7 950 71 Ю 4,8 1,4 84 32,5 32,5
ДПМ-20-Н1/Н2-08 0,028 0,19 6 400 52 9 5,5 1,4 132 32,5 32,5
ДПМ-20-Н1/Н2-11 0,105 1,13 10 500 97 10 1.6 0,5 Ю 14,5 11
ДПМ-20-Н1/Н2-12 0,079 0,78 7 800 89 10 1,75 0,5 14,9 14,5 14,5
ДПМ-20-Н1/Н2-12А 0,07 0,49 7 700 60 10 2,6 0.5 28 17 17
ДПМ-20-Н1/Н2-13 0,063 0,42 6 100 51 9 2,4 0,5 28 14,5 14,5
ДПМ-20-Н1/Н2-14 0,038 0,16 3 659 29 9 3,4 0,5 71,5 14,5 14,5
ДПМ-20-Н1/Н2-16 0,205 2,25 10 000 100 10 0,95 0,5 2,2 7,2 5
ДПМ-20-Н1/Н2-17 0,16 1,4 7 500 78 10 1,15 0,5 4 7,2 7,2
Примечание. Все параметры—в нормальных
климатических условиях.
Таблица 1-7
Микроэлектродвигатели ДПМ-25 исполнений Н1 и Н2
Тип электро- двигателя Прн U1 =: ии Мо ^трог д<Ан *а ^макс.п ^макс.р
По Мп
а а об/мин Г 'См ГСм в в ом в в
ДПМ-25-Н1/Н2-01 0,07 1,25 9 990 320 19 3,2 1,4 21,5 35 21,5
ДПМ-25-Н1/Н2-02 0,036 0,33 5 050 147 18 4,5 1,4 76,5 32,5 32,5
ДПМ-25-Н1/Н2-02А 0,036 0,33 5 050 147 18 4,5 1,4 76,5 32,5 32,5
ДПМ-25-Н1/Н2-03 0,125 1,82 7 250 257 19 1,3 0,5 6,2 14,5 12
ДПМ-25-Н1/Н2-04 0,03 0,24 3 950 126 18 5 1.4 107 32,5 32,5
ДПМ-25-Н1/Н2-05 0,054 0,44 3 900 129 18 2,4 0,5 33,5 18 18
ДПМ-25-Н1/Н2-06 0,056 0,9 7 600 286 19 3,2 1.4 28 32,5 25,5
ДПМ-25-Н1/Н2-07 0,046 0,5 6 100 178 18 4 1,4 50 32,5 32,5
ДПМ-25-Н1/Н2-09 0,16 3 10 000 340 19 1,1 0,5 3,7 14,5 9,5
Д ПМ-25-Н1/Н2-10 0,105 1,25 5 900 196 18 1.5 0,5 9,4 14,5 14,5
ДПМ-25-Н1/Н2-10А 0,086 0,96 6 000 183 18 1.8 0,5 14,2 17 17
ДПМ-25-Н1/Н2-11 0,07 0,57 3900 129 18 2 0,5 20,5 14,5 14,5
Примечание. Все параметры — в нормальных климатических условиях.
30
31
Таблица 1-8
Микроэлектродвигатели ДПМ-30 исполнений Н1 и Н2
Тип электро- При м0 ^ТРОГ 4ущ ^макс п ^макс.р
/0 «0
двигателя а а unwfgo Г'СМ Г 'СМ 8 в ом в в
ДПМ-30-Н1/Н2 01/02 0.14 2,9 9 700 690* 35 2,9 1,4 9,2 35 18
ДПМ-30 Н1/Н2-02/01 0,05 0,49 3 753 290 32 4,3 1,4 51 32,5 32,5
ДПМ-30-Н1/Н2-03 0,085 1,15 5 700 400 32 3,5 1,4 21,7 32,5 29
ДПМ-30-Н1 /Н2-04 0,115 1,47 6 853 420 35 3,5 1,4 16,4 32,5 25
ДПМ-30-Н1/Н2-05 0,11 1,6 6 700 470 35 3.4 1,4 15,7 32,5 24,5
ДПМ-30-Н1/Н2-08 0,31 7.2 9 750 780* 35 1 0,5 1,5 14,5 7,5
ДПМ-30-Н1/Н2 09 0,24 4,2 6 900 589 35 1,2 0,5 2,7 14,5 10
ДПМ-30-Н1/Н2-10 0,19 2,6 5 450 400 32 1,4 0,5 4,5 14,5 13,5
ДПМ-30-Н1/Н2-10 \ 0,16 2,5 5 850 470 32 1,4 0,5 5,4 17 14
ДПМ-30-Н1/Н2-11 0,12 1,16 3 700 283 | 32 1,8 0,5 10 14,5 14,5
Примечания I. Все параметры—в нормальных климатических условиях,
2. Величины Мп в табт. 1-8 и 1-9, помеченные знаком *, даны для построения ра-
бочих характеристик. Реальные средние величины Л4П вследствие влияния реак’
ции якоря меньие на 20—30%.
Таблица 1-9
Микроэлектродвигателн ДПМ-35 исполнений Н1 и Н2
Тип электро- При U= 17н Мо ^трог «а ^макс.п умакс.р
/о По «и
двигателя а а об/мин J и в в ОМ в в
ДПМ-35-Н1/Н2 01 0,25 6,3 9 8)0 1 400* 60 2,5 1,4 3,8 30 16
ДПМ-35 Н1/Н2-02 0,085 1,33 4 2i>0 820 56 3,2 1,4 19 32,5 31
ДПМ-35-Н1/Н2-03 0,32 3,6 3 100 570 56 1 0,5 1,45 7,2 7,2
ДПМ-35-Н1/Н2-04 0,19 3,2 7 500 950* 60 3 1,4 7,6 32,5 22
ДПМ-35-Н1/Н2-05 0,14 2,3 5 800 860 56 3,2 1,4 И 32,5 27
ДПМ-35-Н1/Н2-06 0,09 1,05 3 759 560 56 3,8 1,4 24 32,5 32,5
ДПМ-35-Н1 /Н2-08 0,55 11,6 9 900 I 200* 60 I 0,5 0,85 14,5 7
ДПМ-35-Н1/Н2-09 0,4 7 7 200 990* 60 1,1 0.5 1,55 14,5 9
ДПМ-35-Н1/Н2-10 0,29 5,2 5500 940 56 1,15 0.5 2,2 14,5 11
ДПМ-35-Н1 /Н2-11 0,195 2,5 3 600 660 56 1,45 0.5 4,6 14,5 14,5
Примечание. Все параметры—в нормальных климатических условиях.
° См. примечание к табл. 1-8.
32
ДПМ — электродвигатель постоянною тока с возбуждением от
постоянных магнитов;
20—наружный диаметр корпуса, мм\
Н1 — исполнение с одним выходным концом вала;
01 — порядковый номер исполнения по номинальным данным.
Электродвигатель серии ДПМ с аналогичными номинальными
данными исполнения Н2 будет иметь обозначение
ДПМ-20-Н2-01.
Исключение из этого правила составляют следующие электродви-
гатели:
а) аналогом электродвигателя ДПМ-30-Н1-01 по номинальным
данным является электродвигатель ДПМ-30-Н2-02, а не
ДПМ-30-Н2-01;
б) аналогом электродвигателя ДПМ-30-Н1-02 является электро-
двигатель ДПМ-30-Н2-01.
Пример обозначения электродвигателя серии ДПМ исполне-
ния НЗ:
ДПМ-20-НЗ-01.
1-6. МИКРОДВИГАТЕЛИ СЕРИИ ДПР
Краткая характеристика
Микроэлектродвигатели серии ДПР являются двухполюсными
электрическими машинами постоянного тока закрытого исполнения
с возбуждением от постоянных магнитов
Серия микроэлектродвигателей ДПР включает шесть габаритов
и охватывает диапазон мощностей от 0,12 до 37 вт, В качестве ис-
ходного параметра для построения серии принят наружный диаметр
корпусов электродвигателей. Наружный диаметр меньшего габарита
15 аш, наружный диаметр каждого следующего габарита на 5 мм
больше.
Электродвигатели различных габаритов геометрически подобны
друг другу, т. е. их основные размеры относятся друг к другу, как
их наружные диаметры.
В отличие от микроэлектродвигателей постоянного тока класси-
ческой конструкции — с якорем, набранным нз шихтованной элек-
тротехнической стали, микроэлектродвигатели серии ДПР имеют
полый бескаркасный якорь, постоянный магнит, расположенный
внутри якоря, и наружный магнитопровод для замыкания магнитного
потока.
Якорь электродвигателя серии ДПР не содержит активной ста-
ли, а следовательно, и не имеет магнитных потерь. Кроме того, бла-
годаря отсутствию стали в якоре условия коммутации у микроэлек-
тродвигателей серии ДПР более благоприятны по сравнению с усло-
виями коммутации у электродвигателей классической конструкции.
Это, в свою очередь, благоприятно сказывается на износе щеток,
который у микроэлектродвигателей серии ДПР существенно меньше,
чем у других типов электродвигателей.
Размещение постоянных магнитов внутри якоря позволяет полу-
чить большие сечения их и обеспечивает лучшее использование маг-
нитной энергии постоянных магнитов ввиду резкого снижения пото-
ков рассеяния. Поэтому при тех же наружных размерах электродви-
гателя и при использовании одинаковых марок магнитов у микро-
электродвигателей серии ДПР получаются значительно большие вс-
3—1467 33
личины рабочего магнюною Потока по сравнению с другими маг-
нитными системами элек гродшпа юлсп
Благодаря приведенным выше конструктивным особенностям
микроэлектродвигатели серии ДПР имеют значительные преимущест-
ва по электрическим параметрам по сравнению с существующими
микроэлектродвигателями классической конструкции. Так, иапример,
по сравнению с описанными выше микроэлекгродвигателями серии
ДПМ микроэлектродвигатели серии ДПР на те же мощности имеют
более высокий к. п. д. (на 15—25%), больший срок службы (пример-
но в 2—3 раза) и меньшую (примерно в 2 раза) электромеханиче-
скую постоянную времени.
Микроэлектродвигатели серии ДПР имеют следующие конструк-
тивные исполнения:
а) исполнение Н1—нормальное с одним выходным концом
вала;
б) исполнение Н2 — нормальное с двумя выходными концами
вала;
в) исполнение Ф1 — фланцевое с одним выходным концом вала;
г) исполнение Ф2 — фланцевое с двумя выходными концами
вала.
В каждом конструктивном исполнении предусмотрено выполне-
ние электродвигателей с различными номинальными данными (на-
пряжением питания, моментом нагрузки и скоростью вращения).
Основные параметры микроэлектродвигателей серии ДПР испол-
нений Н1, Н2, Ф1, Ф2 приведены в табл. 1-10—1-15.
Основные габаритные и установочные размеры микроэлектро-
двигателей серии ДПР исполнений Н1 и Н2 приведены иа
рис. 1-21, а исполнений Ф1 и Ф2 — на рис. 1-22.
Крепление микроэлектродвнгателей серии ДПР исполнений Н1
и Н2 производится за наружную поверхность корпуса (поверхность
D) с помощью охватывающих корпус металлических деталей, а элек-
тродвигателей исполнений Ф1, Ф2 — за фланец.
Схема включения микроэлектродвигателей серии ДПР полно-
стью аналогична приведенной на рис. 1-18 схеме включения микро-
электродвигателей серии ДПМ. При положительной полярности
на красном выводном конце направление вращения электродвигате-
лей правое (по часовой стрелке), со стороны выходного конца вала,
противоположного коллектору. Для изменения направления враще-
ния полярность выводных концов необходимо изменить на обратную.
Конструкция микроэлектродвигателей серии ДПР исполнения Н1
Конструкция микроэлектродвнгателей серии ДПР исполнения
Н1 приведена на рис. 1-23.
Корпус электродвигателя 7, являющийся одновременно магнито-
проводом, представляет собой цитиндр, выполненный из магнитно-
мягкой стали. В корпусе имеются закрываемые защитной лентой 8
окна для доступа к щеткодержателям. К корпусу с помощью вин-
тов крепятся подшипниковый щит 10 и индуктор. Индуктор состоит
из постоянного магнита 5 цилиндрической формы с аксиальным от-
верстием, втулки 13 из нержавеющей стали, предназначенной для
установки шарикоподшипника, и прилива 4 из алюминиевого сплава.
Прилив объединяет в жесткий узел (индуктор) постоянный магнит
и втулку и имеет фланец с отверстиями для крепления индуктора
к корпусу.
Подшипниковый щит 10 состоит из стальной втулки 11у предна-
значенной для установки шарикоподшипника 12 и залитой алюминие-
а
Вес, г 1 36 ОО 150 260 410 600
CD CD оо ОО оо
СЧ СО со ч* -ТП тГ
in ш ю ио LO ю
о ^2—х о с? О <2?
о о о o' о
+ + + + + +
CD CD СО оо оо
o' CD О о о о
-Д’ 200 О СЧ 003 S сч 350
<50
LO иО UO LO ио ш
co Ю ио
о 0® со со
сч СО LO CD
ио Ю ш
co со со ч* -Г тГ
СО LO ш LO
к &
LO ю со Is* со СП
Cf ш Ш in
fs. СП о сч' тГ
Ш ю
co со о" сч ^4 CD
, • — - _
to <D CD Ь- CD Ь. CD Ь.
* * А * *
о о ср CD О о о о о о
-H +1 + 1 + 1 + 1
« о сч ю ю ш
A * * *
о со
-
КС. б СЧ CD СЧ CD СЧ СО СЧ СО
я ЬС * * * ь *
s Я о о о о о о о а
m о S ср + 1 тГ ю + 1 S +J + 1 3
СО
СО СО со СО СО со
и О О С) и и
сч ю 22 сч сч сч Сч
S3 ю со _, ш со ш ш
-СЧ .СЧ - сч 'СЧ _ сч
О . о . о о со с
Xj Х5 X ч X ч X ч Хч
СЧХ СО со ьг
£ S £ £
СЧ
О ™
о о мм
ср ср к X X X X
'J СО СО ХГ ”Г
со со СО СО со со
Q о О О О О о
ш о ш ш о
сч сч СО СО
> 1
CD U сч сч сч сч сч
e; S К СЧ со тГ ю CD
CD ta ей CL, ей О. CL. ей
e S и с С с с с С
S n *3 сД я
35
Вес, & 80 150 260 о 600
•с се_ с+ CD СО* СО 4,8 СО
ю о о* + CD^ о* 0,6+0,015 to о о‘ + СО о" , 210'0 + 8<0 10 О. О + СО о"
cq ю о о -Н СО CD* 21+0,05 1 ’ 25,2+0,05 29,6 + 0,05 33,6+0,05 |
cq СМ L0 СМ о 35 40
СО *** 200 200 250 300 350
ю 10 ю 10 ю
38 1 43,5 54,5 64 СО
ю см 2,5 2,5 СО СО
-г со со 4,5 4,5 4,5
со ю CD 8,5 9,5
t- СП 10,5 12,5 14,5
8,5 S’OI <м CD
CD o' 51 9 0 + се г- о сэ + 1 ю СО* z^°Ts'si 9 0 + -+0.6 17,5 q 7
ч 43 макс CM CD +° LD Ал + °’2 64— 0,6 । 04 CD^ CD* О +^1 04 CD^ оо +J со
со 2+0,12 LO <1 тГ см" 2.9А5 10 СО 3.9А5
С* 15СЗ I7C3 22СЗ 22СЗ 22СЗ
M3X0.35 Кл. 2 M3X0.35 i Кл. 2 М4Х0,5 Кл. 2 М4Х0,5 Кл. 2 М4Х0.5 Кл. 2
3X1 3X1 4X1 4X1 1Х>
2ЭСЗ 25СЗ 1 ЗОСЗ 35C3 40СЗ
Тип элек- тродви- гателя ДПР-32 ДПР-42 ДПР-52 ДПР-62 ДПР-72
вым сплавом. Щит 10, к которому жестко крепйтся суппорт 9 со
щеткодержателями, имеет овальные пазы для регулировки положе-
ния щеток и установки их на нейтрали. Корпус, индуктор и под-
шипниковый щит в качестве антикоррозионного покрытия имеют
химическое никелирование. Поверхности корпуса, индуктора и щита,
находящиеся внутри электродвигателя, за исключением посадочных
мест, покрыты электроизоляционной эмалью.
Якорь 6 электродвигателей серии ДПР — полый, бескаркасный.
Ои состоит из вала, коллектора с обмсткодержателем и обмотки
якоря. Вал выполнен из нержавеющей стали. Коллектор выполнен
из меди и опрессован пластмассой. Коллектор, представляющий
с обмоткодержателем один узел, напрессован на вал на накатке.
Рис. 1-23. Конструкция микроэлектродвигателя серии ДПР
исполнения Н1.
Обмотка якоря простая петлевая, выполнена из мягких секций, на-
мотанных проводом с эмалевой изоляцией, и пропитана термореак-
тивным компаундом на основе эпоксидной смолы. После формовки
и полимеризации пропиточного компаунда якорь представляет собой
жесткий монолитный узел.
В подшипниковом щите и индукторе установлены два радиаль-
ных однорядных шарикоподшипника 12. В индукторе шарикопод-
шипник запирается подшипниковой крышкой 3, которая крепится
к индуктору винтами. Регулировка величины осевого люфта произ-
водится регулировочными шайбами 14.
Суппорт 9 защищает шарикоподшипник в подшипниковом щите
10 от попадания щеточной пыли и коллектор от попадания на него
смазки из шарикоподшипника.
Токоподвод к якорю в микроэлектродвигателях серии ДПР осу-
ществляется так же, как и в вышеописанных микроэлектродвига-
телях серии ДПЙ(1 исполнения Н1.
На выходном конце вала имеются упорная втулка 2, сегментная
шпонка 1 и резьба, предназначенные для соединения электродвига-
теля с приводным механизмом.
37
36
Таблица 1-10
Микроэлектродвигатели ДПР-2 исполнений Н1 и Н2
Номинальные данные Холо- сто I ход Пусковой режим С рек
Тип электро- двигателя "н Мн м. пн ZH (макс ) Л, (макс ) (мин ) /п (макс.) службы
в Г-см об/мин а а Г-см а ч
ДПР-2 Н1/Н2-01 12 10 9 000 0,145 0,035 40 0,9 500
ДПР-2-Н1/Н2-02 12 12 6 000 0,13 0,03 30 0,59 1 гоо
ДПР 2-Н1/Н2-05 G 10 9 000 0,29 0,085 40 1,85 500
ДПР-2-Н1/Н2-06 6 10 6 000 0,23 0,063 26 1 1 030
ДПР-2-Н1/Н2-07 6 10 4 500 0,175 0,04 26 0,75 2 000
ДПР-2-Н1/Н2-С8 6 10 2 500 0,13 0,025 20 0,43 3 000
ДПР-2-Н1/Н2-13 6 2 6 000 0,066 0,04 16 0,75 2 000
Таблица 1-11
Микроэлектродвигатели ДПР-32 исполнений Hl, Н2, Ф1 и Ф2
Тип электро- двигателя Номинальные данные Холо- стой ХОД Пусковой режим Срок службы
Мн пн (макс.) Л) (макс.) (мин.) (макс.)
в Г-см об/мин а а Г-см а ч
ДПР-32-Н1/Н2-01 ДПР-32-Ф1/Ф2-01 27 2] 9 000 0,14 0,05 130 1,13 500
.ППР-32-Н1/Н2-02 ДПР-32-Ф1/Ф2 02 27 25 6 000 0,12 0,035 100 0,66 1 000
ДПР-32-Н1/Н2-03 ДПР-32-Ф1/Ф2-03 27 25 4 530 0,095 0,025 75 0,41 2 000
ДПР-32-Н1/Н2-05 ДПР-32-Ф1/Ф2-05 12 20 9 000 0,3 0,1 150 2,8 600
ДПР-32-Н1/Н2-06 ДПР-32-Ф1/Ф2-06 12 20 6 000 0,2 0,06 110 1,46 1 000
ДПР-32-Н1/Н2-07 ДПР-32-Ф1/Ф2-07 12 20 4 500 0,16 0,045 76 0,84 2 000
ДПР-32-Н1/Н2-08 ДПР-32 Ф1/Ф2-08 12 20 2 500 0,115 0,03 46 0,38 з ооо
38
Таблица i-12
МикроэлекТро (вигатели ДПР-42 исполнений Hl, Н2, Ф1 и Ф2
Тип электро- двигателя Номинальные данные Холо- стой ХОД Пусковой режим Срок службы
Ун мн 77 н 7н (макс) /о (макс.) Ми (мин ) (макс.)
в Г -см об/мин а а Г-см а ч
ДПР-42-Н1/Н2-01 ДПР-42-Ф1/Ф2-01 27 50 9 000 0,29 0,08 360 3 500
ДПР-42-Н1/Н2 12 ДПР-42-Ф1/Ф2-02 27 50 6 000 0,2 0,048 220 1,35 1 030
ДПР-42-Н1/Н2-03 ДПР-42-Ф1/Ф2-03 27 50 4 500 0,16 0,035 170 0,9 2 000
ДПР-42-Н1/Н2-04 ДПР-42-Ф1/Ф2-04 27 50 2 500 0,11 0,023 107 0,39 3 000
ДПР-42-Н1/Н2-05 ДПР-42-Ф1/Ф2-05 12 50 9 000 0,66 0,185 300 5,8 400
ДПР-42-Н1/Н2-06 ДПР-42-Ф1/Ф2-06 12 50 6 000 0,45 0,106 240 3,3 800
ДПР-42-Н1/Н2-07 ДПР-42-Ф1/Ф2-07 12 50 4 500 0,35 0,08 190 2,1 1 500
ДПР-42-Н1/Н2-08 ДПР-42-Ф1/Ф2-08 12 50 2 500 0,24 0,05 117 0,92 2 500
Таблица 1-13
МикроэлеКтродвигатели ДПР-52 исполнений Hl, Н2, Ф1 и Ф2
Тип электро- двигателя Номинальные данные Холо- стой ход Пусковой режим Срок службы
мн «н (макс.) Л» (макс.) (МИН ) (макс.)
в Г-см об/мин а а Г-см а ч
ДПР-52-Н1/Н2-01 ДПР-52-Ф1/Ф2-01 27 100 9 000 0,53 0,1 1 200 10 500
ДПР-52-Н1/Н2-02 ДПР-52-Ф1/Ф2-02 27 100 6 000 0,36 0,07 870 5,25 1 000
ДПР-52-Н1/Н2-03 ДПР-52-Ф1/Ф2-03 27 100 4 500 0,26 0,045 750 3,25 2 000
ДПР-52-Н1/Н2-04 ДПР-52-Ф1/Ф2-04 27 г 100 2500 0,16 0,025 420 1,15 3 000
ДПР-52-Н1 /Н2-05 ДПР-52-Ф1/Ф2-05 12 100 9 000 1,2 0,25 I 080 19,6 400
ДП^-52-Н1/Н2-9б ДПР-52-Ф1/Ф2-05 12 100 6 000 0,8 0,16 810 11,7 800
ДПР-52-Н1 /Н2-97 ДПР-52-Ф1/Ф2-07 12 100 4 500 0,6 0,145 680 6,6 1 500
ДПР-52-Н1/Н2-08 ДПР-52-Ф1/Ф2-08 12 100 2 500 0,35 0,055 510 2,9 2 500
Таблица 1-14
Микро электрод вига те ли ДПР-62 исполнений Hl, Н2, Ф1 и Ф2
Тип этектро- двигателя Номинальные данные Холо- стой ХОД Пусковой режим Срок службы
Ун Мн ли (макс.) /о (макс.) Мп (мин.) 'п (макс.)
в Г см об/мин а а Г> см а ч
ДПР-62-Н1/Н2-01 ДПР-62-Ф1/Ф2-01 27 200 9 000 1 0,18 2 СОО 13 ЗОЭ
ДПР-62-Н1/Н2-02 ДПР-62-Ф1/Ф2-02 27 20) 6 000 0,72 0,12 1 700 9,6 6С0
ДПР-62-Н1 /Н2-03 ДПР.62-Ф1/Ф2-03 27 200 4 500 0,55 0,083 1 470 6,2 1 500
ДПР-62-Н1/Н2-04 ДПР-62-Ф1/Ф2-04 27 203 2 500 0,33 0,05 820 2,15 2 503
ДПР-62-Н1/Н2-05 ДПР-62-Ф1/Ф2-05 12 200 9 000 2,4 0,4 1 900 27 200
ДПР-62-Н1/Н2-06 ДПР-62-Ф1/Ф2-06 12 200 6 000 1,5 0,27 1 770 18,4 500
ДПР-62-Н1/Н2-07 ДПР-62-Ф1/Ф2-07 12 200 4 500 1,2 0,19 1 250 11,9 1 000
ДПР-62-Н1/Н2-08 ДПР-62-Ф1/Ф2-08 12 200 2 500 0,73 0,11 810 4,7 2 000
Таблица 1-15
Микроэлектродвигатели ДПР-72 исполнений Hl, Н2, Ф1 и Ф2
Тип электро- двигателя Номинальные данные Холо- стой ход Пусковой режим Срок службы
Ун мн О пн (макс.) (макс.) «П (мин.) 'п (макс.)
в Г ‘СМ об/мин а а Г-см а ч
ДПР-72-Н1/Н2-02 ДПР-72-Ф1/Ф2-02 27 400 6 000 1,35 0,17 3 500 16,5 500
ДПР-72-Н1-Н2-03 ДПР-72-Ф1/Ф2-03 27 400 4 500 1 0,12 3 000 13,3 1 000
ДПР-72-Н1/Н2-04 ДПР-72-Ф1/Ф2-04 27 400 2 500 0,6 0,09 1 900 4,7 2 000
ДПР-72-Н1/Н2-06 ДПР-72-Ф1/Ф2-06 12 400 6 000 3 0,38 3 200 24 500
ДПР-72-Н1/Н2-07 ДПР-72-Ф1/Ф2-07 12 400 4 500 2,2 0,25 2 803 23 1 000
ДПР-72-Н1/Н2-08 ДПР-72-Ф1/Ф2-08 12 400 2 500 1,3 0,15 1 850 10,2 2 000
Таблица 1-16
Микроэлектродвигатели ДПР-2 исполнений Hl, Н2
Тип эаектро- двигателя При = 17и м0 ^трог Д^щ Ra ^мак< д .р
'в п0
а S
а а Об/) Г-с и в в ОМ в в
ДПР-2-Н1/Н2-01 0,023 0,515 12 400 50 2,2 0,8 0,2 23 14,5 14,5
ДПР-2-Н1/Н2-02 0,018 0,325 9 850 36 2 0,9 0,2 36,4 14,5 14,5
ДПР-2-Н1/Н2-05 0,044 1,23 11 500 59 2,2 0,5 0,2 5,78 7,2 7,2
ДПР-2-Н1/Н2-05 0,033 0,575 9 000 31,5 2 0,6 0,2 10,8 7,2 7,2
ДПР-2-Н1/Н2-07 0,025 0,4л5 6 800 31,5 1,9 0,6 0,2 14,3 7,2 7,2
ДПР-2-Н1/Н2-08 0,018 0,2^5 5 140 24 1,8 0,7 0,2 21,4 7,2 7,2
ДПР-2-Н1/Н2-13 0,033 0,4 6 600 32 2 0,7 0,2 14,6 7,2 7,2
Примечание.
Все параметры—в нормальных климатических условиях.
Таблица 1-17
Микро электродвигатели ДПР-32 исполнений Н1, Н2, Ф1, Ф2
Тип электро- двигателя При == U„ £> D. 1 ^трог Д^щ Ra ^макс.г ^мак< .р
7о 'и л0 Мп
а а об/мин Г-см в в ОМ в в
ДПР-32-Н1/Н2-01 ДПР-32-Ф1/Ф2-01 0,03 0,675 11 800 155 7 2,6 1,4 37 32,5 32,5
ДПР-32-Н1/Н2-02 ДПР-32-Ф1/Ф2-02 0,02 0,395 7 600 120 6 2,85 1,4 64,6 32,5 32,5
ДПР-32-Н1/Н2-03 ДПР-32-Ф1/Ф2-03 0,014 0,245 6 350 90 5 3,1 1,4 105 32,5 32,5
ДПР-32-Н1/Н2-05 ДПР-32-Ф1/Ф2-05 0,035 1,66 10 000 180 7 0,9 0,5 6,6 14,5 14,5
ДПР-32-Н1/Н2-06 ДПР-32-Ф1/Ф2-03 0,04 0,87 7 000 133 6 1 0,5 13 14,5 14.5
ДПР-32-Н1/Н2-07 ДПР-32-Ф1/Ф2-07 0,028 0,5 5 850 91 5 1,15 0,5 23 14,5 14,5
ДПР-32-Н1/Н2-08 ДПР-32- Ф1/Ф2-08 0,02 0,22 4 050 55 5 1,65 1 0,5 52,2 14,5 14,5
Примечание., Все параметры—в нормальных климатических условиях.
41
Т а б л и ц а 1-18
Микроэлектродвигатели ДПР-42 исполнений Hl, Н2, Ф1 и Ф2
Тип При 17 ^ТРОГ ^мЭкс.л ^макс.р
7 0 п0 Л!п
электродвигателя х
а а У © Г-см Г-см в в ом в в
ДПР-42-Н1/Н2-01 ДПР-42-Ф1/Ф2-01 0,046 1,87 10 300 440 11 2,1 1,4 13 32,5 27
ДПР-42-Н1/Н2-02 ДПР-42-Ф1/Ф2-02 0,028 0,81 7 400 270 9 2,4 1,4 30 32,5 32,5
ДПР-42-Н1/Н2-03 ДПР-42-Ф1/Ф2-03 0,02 0,52 5 90'} 205 8 2,5 1,4 47 32,5 32,5
ДПР-42-Н1/Н2-04 ДПР-42-Ф1/Ф2-04 0,013 0,225 4 150 130 7 2,8 1,4 ПО 32,5 32,5
ДПР-42-Н1/Н2-0Б ДПР-42-Ф1/Ф2-05 0,105 3,56 10 350 375 И 0,75 0,5 2,92 14,5 12
ДПР-42-Н1/Н2-06 ДПР-42-Ф1/Ф2-06 0,06 2 7 300 300 9 0,8 0,5 5,4 14,5 14,5
ДПР-42-Н1 /Н2-07 ДПР-42-Ф1/Ф2-07 0,043 1,25 5 830 230 8 0,85 0,5 8,8 14,5 14,5
ДПР-42-Н1/Н2-08 ДПР-42-Ф1/Ф2-08 0,025 0,54 3 900 143 7 1,05 0,5 21 14,5 14,5
Примечание, Все параметры—в нормальных климатических условиях.
Таблица 1-19
Микроэлектродвигатели ДПР-52 исполнений Hl, Н2, Ф1 и Ф2
Тип При = ^н Ид Мо ^трог «а ^МВКс.П ^макс.р
Л» 'и
электродвигателя *
а а а vs © Г-см W3- J в в ом в в
ДПР-52-Н1/Н2-01 ДПР-52-Ф1 /Ф2-01 0,06 5,9 9 600 1 550 16 1,65 1,4 3,65 32 16
ДПР-52-Н1/Н2-02 ДПР-52-Ф1/Ф2-02 0,04 3 6 600 1 130 14 1,7 1,4 7,8 32,5 22
ДПР-52-Н1 /Н2-03 ' ДПР-52-Ф1/Ф2-03 0,027 1,9 5 050 930 13 1,8 1,4 12,5 32,5 28
ДПР-52-Н1 /Н2-04 ДПР-52-Ф1/Ф2-04 0,015 0,65 3 050 530 12 2,1 1,4 38 32,5 32,5
ДПР-52-Н1 /Н2-05 ДПР-52-Ф1/Ф2-0Б 0,145 12,3 9 650 1 400 16 0,55 0,5 0,75 14,5 8
ДПР-52-Н1/Н2-05 ДПР-52-Ф1/Ф2-06 0,086 6,25 6 750 1 020 14 0-,6 0,5 1,65 14,5 11
ДПР-52-Н1/Н2-07 ДПР-52-Ф1/Ф2-07 0,06 4 5 100 830 13 0,6 0,5 2,7 14,5 14
ДПР-52-Н1/Н2-08 ДПР-52Ф1 /Ф2-08 0,033 1,75 3 050 640 12 0,7 0,5 6,36 14,5 14,5
Примечание. Все параметры — в нормальных климатических условиях.
42
Таблиц а 1-26
Микроэлектродвигатели ДПР-62 исполнений Hl, Н2, Ф1 и Ф2
Тип При Uj ~ Un Мо ^трог д[7 Щ «а ^мавс.п ^макс.р
'п «о
электродвигателя at
а а чэ о Г-см Г-см в в ОМ в в
ДПР-62-Н1/Н2-01 ДПР-62-Ф1/Ф2-01 0,116 9,9 9 700 2 600 30 1,7 1,4 2,13 28 13,5
ДПР-52-Н1/Н2-02 ДПР-62-Ф1/Ф2-Э2 0,072 5,85 6 690 2 150 27 1,75 1,4 3,9 32,5 16,5
ДПР-62-Н1/Н2-03 ДПР-62-Ф1/Ф2-03 0,051 3,85 4 930 1 850 25 1,75 1.4 6,14 32,5 19,5
ДПР-62-Н1/Н2-04 ДПР-62-Ф1 /Ф2-04 0,03 1,25 3 100 950 24 2,1 1,4 19,6 32,5 32,5
ДПР-62-Н1 /Н2-05 ДПР-62-Ф1 /Ф2-05 0,26 21 9 700 *2 400 30 0,55 0,5 0,41 13 6,5
ДПР-62-Н1/Н2-06 ДПР-62-Ф1/Ф2-06 0,16 12 6 650 2 250 27 0,55 0,5 0,83 14,5 7,5
ДПР-62-Н1/Н2-07 ДПР-62-Ф1/Ф2-07 0,11 7,2 5 000 1 550 25 0,6 0,5 1,46 14,5 9,5
ДПР-62-Н1/Н2-08 ДПР-62-Ф1/Ф2-08 0,063 2,9 3 050 1 030 23 0,8 0,5 4 14,5 14,5
njp имечание
Все параметры — в нормальных климатических условиях»
Таблица 1-21
Микроэлектродвигатели ДПР-72 исполнений Hl, Н2, Ф1 и Ф2
Тип При 17х. = Мо ^трог ьит щ ^макс.п ^макс.р
Л» /п п0 Мп
электродвигателя at
а а 3 чэ о Г* см в в ом в в
ДПР-72-Н1/Н2-02 ДПР-72-Ф1/Ф2-02 0,095 12 6 450 4 600 37 1,6 1,4 1,75 27 13,5
ДПР-72-Н1/Н2-03 ДГР-72-Ф1 /Ф2-03 0,071 7,8 5 000 3 850 35 1,75 1,4 2,9 32 16
ДПР-72-Н1 /Н2-04 ДПР-72-Ф1/Ф2-04 0,052 2.8 3 000 2 300 33 1,95 1,4 8,7 32,5 30
ДПР-72-Н1/Н2-06 ДПР-72-Ф1/Ф2-06 0,22 19,5 6 600 4 300 37 0,55 0,5 0,48 12 6
ДПР-72-Н1/Н2-07 ДПР-72-Ф1/Ф2-07 0,15 16,6 4 950 3 600 35 0,55 0,5 0,56 13 7
ДПР-72-Н1/Н2-08 ДПР-72-Ф1/Ф2-08 0,09 6,1 3 000 2 300 33 0,6 0,5 1,77 14,5 13
Примечание. Все
параметры — в нормальных
климатических условиях.
42
Конструкция микроэлектродвигателей серии ДПР исполнения Ф1
Конструкция микроэлектродвигателей серии ДПР исполнения
Ф1 отличается от приведенной на рис. 1-23 конструкции исполнения
Н1 только наличием на приливе индуктора фланца, предназначен-
ного для крепления электродвигателя при эксплуатации.
Конструкция микроэлектродвигателей серии ДПР исполнений Н2 и Ф2
Конструкция микроэлектродвигателей серии ДПР исполнений Н2
и Ф2 отличается от вышеописанных конструкций исполнений Н1 и
Ф1 только наличием второго выходного конца вала со стороны под-
шипникового щита 10. Второй конец вала по размерам полностью
аналогичен выходному концу вала со стороны, противоположной
коллектору.
Маркировка микроэлектродвигателей серии ДПР
На корпусах электродвигателей серии ДПР выгравированы
обозначение и заводской номер электродвигателя. Пример расшиф-
ровки обозначения электродвигателей ДПР-42-Н1-02 и ДПР-42-Ф1-02:
ДПР — электродвигатель постоянного тока с полым якорем
с возбуждением от постоянных магнитов;
4 — номер габарита;
2 — двухполюсное исполнение;
Н1 —нормальное исполнение с одним выходным концом вала;
Ф1 — фланцевое исполнение с одним выходным концом вала;
02 — порядковый номер исполнения по номинальным данным.
Электродвигатели серии ДПР с аналогичными номинальными
данными исполнений Н2 и Ф2 будут иметь обозначения
ДПР-42-Н2-02,
ДПР-42-Ф2-02.
Раздел второй
МИКРОДВИГАТЕЛИ ПОСТОЯННОГО ТОКА
С ПОЛУПРОВОДНИКОВЫМИ РЕГУЛЯТОРАМИ
СКОРОСТИ ВРАЩЕНИЯ
2-1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
В различных областях техники имеется множество механизмов
и устройств автоматики, качество работы которых зависит от сте-
пени стабильности скорости вращения приводного электродвигателя.
Примером таких устройств могут служить программные механизмы,
телеизмерительные устройства, системы записи и воспроизведения
звука и другие, в которых используются в качестве приводных дви-
гателей микродвигатели мощностью не более 6—10 вт.
В последнее время требования к стабильности скорости враще-
ния приводных двигателей значительно возросли. Двигатели посто-
янного тока с независимым возбуждением, имеющие жесткую меха-
ническую характеристику, уже не удовлетворяют этим требованиям
при изменении в широких пределах нагрузки на валу и напряжения
питания. Поэтому часто применяются специальные устройства, назы-
ваемые регуляторами скорости, которые, воздействуя на напряжение,
приложенное к двигателю, ’поддерживают скорость его вращения не-
изменной с незначительной статической погрешностью или абсолют-
но равной заданной величине.
Необходимая точность стабилизации скорости электродвигателей
и требуемое качество переходного процесса при воздействии различ-
ных возмущений достигаются путем правильного выбора схемы
регулятора скорости.
Рис. 2-1. Классификация систем автоматического регули-
рования скорости вращения двигателей постоянного
тока.
Системы стабилизации скорости вращения двигателей постоян-
ного тока являются замкнутыми системами автоматического регу-
лирования. Их можно классифицировать по различным признакам.
В качестве критериев для классификации можно принять: характер
зависимости ошибки системы в установившемся режиме от величины
задающего или возмущающего воздействия, принцип регулирования,
тип регулятора, физическую природу величины, соответствующую
настройке чувствительного элемента.
На рис. 2-1 представлена классификация систем стабилизации
скорости вращения двигателей постоянного тока. По характеру зави-
симости ошибки в установившемся режиме от величины задающего
или возмущающего воздействия системы подразделяются на стати-
ческие С и астатические Л. Система стабилизации скорости является
статической по отношению к данному воздействию, если при воздей-
ствии, стремящемся к некоторому установившемуся значению, ошиб-
ка также стремится к постоянному значению, зависящему от вели-
чины воздействия. Система является астатической по отношению
к данному воздействию, если при воздействии, стремящемся с те-
чением времени к некоторому постоянному значению, ошибка стре-
мится к нулю независимо от величины воздействия.
По принципу регулирования системы стабилизации скорости де-
лятся на системы с воздействием по отклонению регулируемой вели-
45
ЧИНЫ ot заданного значения ПО и комбинированные системы К
с воздействием по отклонению ре1улируемой величины и с компен-
сацией основных возмущений. У большинства статических систем,
в которых используется принцип регулирования по отклонению, уста-
новившаяся ошибка равна нулю только при одном значении основ-
ного возмущающего воздействия. Комбинированные системы имеют
при нескольких значениях возмущающих воздействий установившую-
ся ошибку, равную нулю.
Системы стабилизации скорости по типу регулятора делятся на:
1) системы с использованием центробежных регуляторов скоро-
сти ЦР\
2) системы с использованием центробежных регуляторов скоро-
сти в сочетании с полупроводниковыми приборами ЦР и ПП, разгру-
жающими контакты регулятора по току;
3) системы с использованием регуляторов на магнитных элемен-
тах М;
4) системы с использованием регуляторов на полупроводниковых
приборах ПП.
Использование полупроводниковых приборов для разгрузки кон-
тактов центробежного регулятора по току позволяет увеличить срок
службы регулятора.
Системы стабилизации скорости вращения двигателей постоян-
ного тока малой мощности с использованием регуляторов на маг-
нитных элементах, обладая высокой надежностью, имеют значитель-
ное запаздывание, большой вес и габариты. Кроме того, для их пи-
тания необходимо наличие источника переменного напряжения. По-
следнее требование делает затруднительным использование регулято-
ров на магнитных элементах для стабилизации скорости вращения
двигателей малой мощности при питании от источника постоянного
тока.
Регуляторы с использованием полупроводниковых приборов от-
личаются большой надежностью, долговечностью, высоким быстро-
действием, компактностью и высоким к. п, д.
В зависимости от физической природы величины, на которую
настраивается чувствительный элемент, системы стабилизации по
сигналу измерительного органа делятся на системы по напряжению
U и по частоте f. Первые имеют простую и компактную схему чув-
ствительного элемента, удобны в настройке, однако не позволяют
обеспечить высокую точность стабилизации скорости.
Ниже основное внимание будет уделено системам стабилизации
скорости с использованием в качестве управляющего сигнала часто-
ты измерительного органа, в которых применяются полупроводни-
ковые приборы.
На рис. 2-2 приведена блок-схема системы стабилизации скоро-
сти вращения двигателя постоянного тока, которая состоит из ре-
гулятора скорости PC и объекта регулирования ОР — двигателя по-
стоянного тока. Регулируемым параметром является угловая ско-
рость вращения вала двигателя ш, а основными возмущающими
воздействиями — момент нагрузки на валу двигателя и напряжение
питания.
Функциональная схема системы регулирования скорости враще-
ния приведена на рис. 2-3. С выхода измерительного органа ИО сни-
мается сигнал, пропорциональный текущему значению угловой ско-
рости двигателя (о. Этот сигнал поступает на вход чувствительного
элемента ЧЭ, выходное напряжение которого определяется откло-
46
нением значения сигнала измерительного органа от величины, соот-
ветствующей заданному значению скорости двигателя Дв Формиро-
ватель Ф осуществляет преобразование сигнала чувствительного эле-
мента и вырабатывает сигнал управления, который в общем случае
определяется входными сигналами, их производными и интегралами
по времени. После усиления усилителем У сигнал управления воз-
действует на двигатель таким образом, чтобы его скорость остава-
лась неизменной.
Рис. 2-2. Блок-схема систе-
мы стабилизации скорости
вращения двигателя по-
стоянного тока.
ОР — объект регулирования —
двигатель; PC — регулятор ско-
рости; со — регулируемый пара-
метр — угловая скорость враще-
ния; Мс — момент нагрузки
Рис. 2-3. Функциональная схема си-
стем стабилизации скорости враще-
ния двигателя постоянного тока.
ДВ — двигатель; ИО — измерительный
орган; ЧЭ— чувствительный элемент; Ф —
формирователь сигнала управления; У —
усилитель; Мс — момент нагрузки; U — на-
пряжение питания..
2-2. ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЬ ПОСТОЯННОГО ТОКА КАК ОБЪЕКТ
РЕГУЛИРОВАНИЯ
В СИСТЕМЕ СТАБИЛИЗАЦИИ СКОРОСТИ ВРАЩЕНИЯ
Из микродвигателей постоянного тока, как отмечалось выше,
двигатели с возбуждением от постоянных магнитов наиболее просты
по конструкции, имеют малые габариты и более высокий к. п. д.
Кроме того, они имеют жесткую механическую характеристику, что
выгодно при создании систем стабилизации скорости.
Регулирование скорости двигателей постоянного тока с возбуж-
дением от постоянных магнитов осуществляется изменением напря-
жения, приложенного к обмотке якоря.
Физические процессы в электродвигателях, управляемых по цепи
якоря, описываются следующими дифференциальными уравнениями:
di
U = e + iR+ L-^; (2-1)
dta
J -^Г=М^ — МС. (2-2)
В этих уравнениях:
U — напряжение, подводимое к двигателю;
е — э. д. с. якоря двигателя;
i — ток якоря;
—омическое сопротивление пени якоря;
47
сети
(2-3)
при
(при
L — индуктивность цепи якоря;
J — момент инерции вращающихся частей, приведенный к валу
двигателя;
со — угловая скорость вращения вала;
АГдв — момент двигателя;
Л4С — момент нагрузки.
Решая уравнения (2-1) и (2-2) совместно для установившегося
режима (f=const, co = const) при неизменном напряжении питания,
можно получить уравнение механической характеристики двигателя
постоянного тока в относительных единицах при питании от
бесконечной мощности-
со Мс
<о0 = 1 _ Мк ’
U
где Л1к = См —момент короткого замыкания двигателя
<о = 0;
соо — угловая скорость идеального холостого хода
Мс = 0).
Из выражения (2-3) следует, что жесткость механической харак-
теристики двигателя постоянного тока (отношение приращения ско-
рости к приращению момента нагрузки) при работе от сети беско-
нечной мощности равна 6=—1 и не зависит от напряжения питания.
В случае питания двигателя через реостат с сопротивлением
уравнение механической характеристики в относительных единицах
имеет вид:
<> Мс Л 1
“1— М* ^*+ R )'
Жесткость механической характеристики в этом случае равна:
8== — Яд + R (2'5)
и зависит от величины сопротивления реостата (рис. 2-4).
Из изложенного следует, что задача стабилизации скорости вра-
щения двигателей постоянного тока с возбуждением от постоянных
Рис. 2-4. Механические харак-
теристики двигателя постоянно-
го тока.
48
магнитов упрощается в случае безреостатного питания, так как при
этом жесткость механической характеристики максимальна (6=—<1).
Для реализации способа безреостатного управления скоростью
двигателя необходимо иметь источник регулируемого напряжения
с малым внутренним сопротивлением; часто для этого используют
генераторы. Однако использование системы Г—Д для стабилизации
скорости микродвигателей неприемлемо из-за больших габаритов,
веса и сложности системы.
Наиболее эффективным способом управления микродвигателем
является управление с помощью изменения длительности импульсов
напряжения прямоугольной формы высокой частоты, подводимых
Рис. 2-5. Импульсное питание двигателя по-
стоянного тока.
а — схема [Д — ключ; Д(Т) — шунтирующий диод
(триод)]: б — осциллограмма тока в цепи якопя
(/ — режим непрерывных токов; 2 — режим прерыви-
стых токов).
к его обмотке [Л. 2-1]. Схема питания двигателя постоянного тока
импульсами напряжения приведена на рис. 2-5.
Обычно в качестве ключа Л используются полупроводниковые
приборы. Для того чтобы в момент перехода полупроводникового
прибора в режим отсечки индуктивность якоря не приводила к воз-
никновению на нем перенапряжений, цепь якоря двигателя шунти-
руется диодом Д или триодом Т, которой должен проводить ток
в противофазе с ключом Л. Этот же диод или триод обеспечивает
высокую экономичность схемы, поскольку электромагнитная энергия,
запасенная в якорной цепи во время действий импульса напряжения,
не теряется, а поддерживает ток якоря и вращающий момент дви-
гателя в промежутках между импульсами
Электродвигатель с устройством, питающим его импульсами
напряжения, представляет собой импульсную систему, импульсный
элемент которой (модулятор) формирует импульсы прямоугольной
формы.
Переходные процессы в двигателе при питании его импульсами
напряжения описываются разностными дифференциальными уравне-
ниями, для решения которых может быть использован метод ди-
скретного преобразования Лапласа.
Интегрируя уравнения (2-1) и (2-2) для интервалов насыщения
и отсечки выходного триода, можно получить значение тока якоря
4—1467 49
в квазиустановившемся режиме (при постоянных значениях напря-
жения питания и нагрузки):
(2-6)
(2-7)
где р = Т/Тя — относительный период следования импульсов;
— относительное время;
у=Ги/Г — относительная длительность импульсов;
Ta=L/R — постоянная времени цепи якоря;
Т — период следования импульсов напряжения;
/к — ток короткого замыкания двигателя.
Среднее значение тока якоря за период коммутации выходного
транзистора определяется выражением
7 1
f Г Е
(2-8)
Решая уравнение (2-8) с учетом соотношений (2-6) и (2-7),
можно получить выражение для импульсной механической характе-
ристики двигателя при работе его в режиме непрерывных токов:
Механическая характеристика двигателя, питаемого импульсным
напряжением высокой частоты, при которой ток в цепи якоря не-
прерывен, совпадает с естественной механической характеристикой
двигателя, работающего от источника с пониженным постоянным
напряжением, равным среднему напряжению, определяемому произ-
ведением напряжения питания на скважность импульсов (Uy).
Электромагнитный момент двигателя определяется средним то-
ком цепи якоря, а средняя потребляемая двигателем мощность равна
Рср== t/cp^cp*
В простейших нереверсивных приводах с одним триодом и од-
ним шунтирующим диодом ток в цепи якоря может протекать лишь
в одном направлении. В таких приводах отсутствует режим динами-
ческого торможения и возможны два режима: режим непрерывного
тока и режим прерывистого тока. Границы существования этих ре-
жимов определяются значениями относительного периода следования
импульсов, относительной длительности импульсов и величиной на-
грузки.
Выражение для импульсной механической характеристики дви-
гателя, работающего в режиме прерывистых токов, имеет вид:
Жесткость механической характеристики двигателя при работе
в режиме прерывистых токов определяется как
(2-11)
50
Уравнение (2-10) показывает, что механические характеристики
двигателя для режима прерывистых токов аналогичны характери-
стикам при реостатном питании двигателя (2-4).
Жесткость механической характеристики прн работе двигателя
в этом режиме (2-11) уменьшается с уменьшением скважности им-
пульсов.
Рис. 2-6, Границы существования режима не-
прерывных токов в цепи якоря.
1 — область существования режима непрерывных то-
ков; 2 — область существования режима прерывп
стых токов.
Решая уравнение (2-6), после несложных преобразований с уче-
том того, что на границе существования режима непрерывных токов
в цепи якоря (рис. 2-5,6) /я2мин=0 (кривая 2), получаем:
со — 1
<*>0 ~ ^ — 1
(2-12)
Это уравнение совместно с уравнением импульсной механиче-
ской характеристики двигателя в режиме непрерывных токов (2-9)
4* Ki
позволяет определить уравнение границы существования режима не-
прерывного тока:
со — 1 .
1
со Мс
СО0 Мк
(2-13)
На рис. 2-6 построены эти границы для различных значений
параметров Граница режима прерывистого тока якоря для двига-
теля ДПМ-30-Н6-02 при питании его импульсами напряжения часто-
той Д = 1 ООО гц совпадает с соответствующей кривой при р = 1, а при
частоте /к—200 гц — с кривой при р=^5
Экспериментально полученные механические характеристики дви-
гателя ДПМ-30-Н6-02 при различной относительной продолжитель-
Рис. 2-7. Зависимость добавоч-
ных потерь в двигателе от от-
носительной частоты переклю-
чения.
1— пэи —— = 10; 2 —при —-—=5.
;ср '<р
ности импульсов питающего на-
пряжения (у=0,2; 0,4; 0,6; 0,8) и
значении относительного периода
коммутации, равном 1, показан-
ные на рис. 2-6, совпадают с рас-
четными.
Из рис. 2-6 следует, что с
целью расширения области суще-
ствования режима непрерывных
токов в цепи якоря целесообразно
повышать частоту импульсов на-
пряжения, подводимого к двига-
телю.
Другим фактором, обусловли-
вающим повышение частоты пере-
ключения, являются добавочные
потери в цепи якоря, возникаю-
щие в результате пульсирующего
характера тока якоря.
На рис. 2-7 представлена зависимость максимальных относитель-
ных добавочных потерь в якоре двигателя о г относительного периода
переключения р. Для уменьшения потерь в двигателе необходимо
увеличивать относительную частоту импульсов питающего напряже-
ния или же увеличивать постоянную времени цепи якоря. Однако
увеличение постоянной времени цепи якоря нежелательно с точки
зрения получения необходимых динамических свойств двигателя.
Снижение кратности пускового тока также способствует уменьшению
потерь двигателя. Динамические свойства двигателя постоянного
тока при питании его импульсным напряжением отличаются от его
свойств при питании постоянным напряжением. В большинстве прак-
тических случаев частота переключения выбирается большой, поэтому
выполняется условие эквивалентности импульсной и непрерывной
систем [Л. 2-2]. В этом случае передаточная функция двигателя по
напряжению при питании его импульсами напряжения высокой ча-
стоты будет иметь вид:
z __ ^0
Гдви w - й^) ТяТэыр> + Тэыр+\
(2-14)
^9
как
Передаточная функция по моменту нагрузки может быть записана
IV/ I I = - Л1|<______________
«ДВМ W Мс (р) ТяТэкр* + Тэыр + 1 •
(2-15)
2-3. ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЙ ОРГАН
Для измерения выходной величины в системах стабилизации
скорости необходимо иметь измерительный орган. К измерительным
органам в системе стабилизации скорости предъявляются требова-
ния линейности и максимальной крутизны характеристики, незави-
симости выходного сигнала от механических и климатических воз-
действий, незначительного влияния на характеристики двигателя.
В качестве измерительного органа могут быть использованы ге-
нераторы постоянного или переменного тока с возбуждением от
постоянных магнитов. Благодаря простоте и высокой надежности
Рис. 2-8. Конструкция таходатчика, установленного на
валу двигателя ДПМ.
наиболее широкое применение в системах стабилизации скорости
двигателей малой мощности нашли синхронные генераторы перемен-
ного тока с возбуждением от постоянных магнитов. Конструкция
такого измерительного органа — тахогенератора типа ТС-15, установ-
ленного иа валу двигателя типа ДПМ, приведена на рис. 2-8.
Пакет статора 3 датчика скорости выполнен из листовой элек-
тротехнической стали. Корпус датчика крепится на подшипниковом
щите двигателя винтами 1. На полюсных выступах статора распо-
ложены катушки обмотки 4. Обмотка вместе с пакетом статора
залита э-поксидным компаундом. Ротор датчика состоит из постоян-
ного магнита 5, изготовленного из сплава АНКО-4, и когтеобразных
полюсов 2 из низкоуглеродистой стали. Крепление ротора на валу
электродвигателя осуществляется с помощью шпонки 8 и гайки 6.
Снаружи датчик закрыт крышкой 7.
Общий вид двигателя ДПМ-25-Н6-02 с таходатчиком ТС-15
представлен на рис. 2-9. Параметрами выходного напряжения датчи-
ка являются амплитуда и частота:
<СГ=-ф(п, Ф); (2-16)
f=<p(n). (2-17)
CQ
Из этих выражений видно, что стабилизацию ckopocfrf вращения
электродвигателя можно осуществлять, выбирая в качестве сигнала
измерительного органа амплитуду или частоту выходного напряже-
ния. Как следует из выражений (2-16) и (2-17), частота выходного
напряжения однозначно определяется скоростью вращения двигателя,
а амплитуда кроме скорости зависит еще и от характеристик маг-
нита. Поэтому в системах стабилизации скорости вращения двига-
теля с использованием в качестве сигнала измерительного органа
амплитуды напряжения невозможно обеспечить высокую стабиль-
ность скорости в течение длительного срока службы без подстройки
регулятора.
Рис. 2-9. Общий вид таходатчика с двигателем постоян-
ного тока.
Частота выходного напряжения синхронного генератора связана
со скоростью вращения в установившемся и переходных режимах
соотношением
f="60- [гчЬ
(2-18)
где р — число пар полюсов; п — скорость вращения, об!мин или
f—^и.оМ,
(2-19)
где ^и.о — коэффициент передачи измерительного органа, определяе-
мый соотношением
h р
2п *
(2-20)
2-4. ЧУВСТВИТЕЛЬНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ ЧАСТОТЫ
Чувствительные элементы частоты предназначены для преобра-
зования переменного напряжения измерительного органа в постоян-
ное напряжение, параметры которого являются функцией отклоне-
ния частоты входного напряжения от заданного значения. В соответ-
ствии с этим чувствительный элемент частоты должен реагировать
на величину
АМ.Ч, (2-21)
54
где fn — частота напряжения измерительного органа, соответствую-
щая номинальной (заданной) скорости вращения;
f — частота, соответствующая текущему значению скорости
вращения двигателя.
Простейшими чувствительными элементами являются схемы
с использованием дросселя насыщения и схемы с использованием
конденсатора и стабилитрона [Л. 2-3 и 2-4]. Недостатком этих схем
является низкая чувствительность и необходимость использования
мощного источника входного сигнала. Это обстоятельство затруд-
няет использование таких схем в системах стабилизации скорости
двигателей малой мощности.
Рис. 2-10. Балансный мостиковый апе-
риодический дискриминатор.
а — принципиальная электрическая схема;
б — характеристика дискриминатора.
Значительно лучшие характеристики имеют балансные частотные
дискриминаторы апериодического или резонансного типов.
На рис. 2-10 приведена схема балансного мостикового аперио-
дического дискриминатора, состоящая из двух Т-образных мостов.
Частота баланса такого дискриминатора определяется как
- я.с. ’
(2-22)
где Rq и Со, исходя из получения максимальной чувствительности,
определяют из соотношений [Л. 2-5]:
Ro=R i =* R?—2/?з;
(2-23)
55
Сф — Ci — Ca — 2 ^з»
^^^ = ^ = ^2=^2; (2-24)
Z> _ /"»/ _ pH _r>f _p//
Ь1 = С 1 = C 1 = C 2=Ь 2*
Недостатком этой схемы является необходимость тщательной
балансировки моста н использование элементов с высокой степенью
точности относительно их расчетных значений.
Известны схемы чувствительных элементов с использованием ре-
зонансных LC-контуров, имеющие достаточно большую крутизну ха-
рактеристики [Л. 2-6]. Эти схемы позволяют обеспечить необходимую
Рис. 2-11. Частотно-фазовый дискриминатор.
а —схема двух пол у пери од ио го дискриминатора; б —схема однополупериодио-
го дискриминатора; в — характеристика двухполупериодиого дискриминатора.
точность стабилизации скорости. Однако их недостатком является
малая выходная мощность, так как из условия получения макси-
мальной чувствительности рабочая точка удалена от точки резо-
нанса.
Указанного недостатка лишены частотно-фазовые резонансные
дискриминаторы, выходной сигнал которых пропорционален сдвигу
фаз напряжений. Такие схемы работают вблизи точки резонанса,
что увеличивает выходную мощность чувствительного элемента.
На рис. 2-11,а представлена схема мостового частотно-фазового
дискриминатора.
На вторичные обмотки трансформатора Тр включены последо-
вательный резонансный контур С, Др и резисторы и Между
56
отпайками Oj и О2 Вторичных обмоток дросселя Др и общей точкой
резисторов /?[ и J?2 включены резисторы R3 и /?4, которые обтекают-
ся токами, выпрямленными с помощью диодов Д[—Д±. Напряжение
на резисторе /?з равно алгебраической сумме (разности) напряжения
на половине вторичной обмотки H2Kz дросселя Др и одной четвер-
той ча1сти реактивной составляющей падения напряжения в цепи резо-
нансного контура. Напряжение на резисторе /?4 равно алгебраической
разности (сумме) напряжения на половине вторичной обмотки НзКз
дросселя Др и одной четвертой части реактивной составляющей па-
дения напряжения в цепи резонансного контура.
Напряжение на выходе чувствительного элемента определяется
сдвигом фаз между напряжением U\ и током контура /к и равно
разности падений напряжений на резисторах R$ и /?4:
Uвых=£/ из—£Лн4* (2-2о)
Напряжения на указанных резисторах всегда находятся в про-
тивофазе, что обеспечивает минимальную переменную составляющую
выходного напряжения чувствительного элемента.
В случае использования на выходе чувствительного элемента
емкостного фильтра, выходное напряжение определяется равенством
[Л. 2-6]
(2-26)
где LH — индуктивность резонансного контура;
гк — сопротивление резонансного контура;
Af—приращение частоты.
Выходная характеристика чувствительного элемента представ-
лена на рис. 2-11,в. Дискриминатор обладает высокой чувствитель-
ностью, равной 0,3 в/гц.
К недостаткам рассмотренной схемы следует отнести ее отно-
сительную сложность и громоздкость.
В случае использования однополупериодного выпрямителя
(рис. 2-11,6) эта схема может быть упрощена. В этой схеме плечи
резонансного моста образованы вторичными обмотками трансфор-
матора Тр, резистором R и последовательным резонансным конту-
ром LC. Особенностью схемы является несколько большая величина
переменной составляющей выходного напряжения t/вых по сравне-
нию со схемой частотно-фазового дискриминатора с двухполупериод-
ным выпрямителем.
Наибольшей простотой, компактностью и удобством настройки
обладают схемы частотно-фазовых дискриминаторов с однополупе-
риодным выпрямлением, приведенные на рис. 2-12,а — при исполь-
зовании измерительного органа с выводом средней точки, и иа
рис. 2-12,в — в случае, если измерительный орган не имеет вывода
средней точки. Именно эти схемы широко используются в системах
стабилизации скорости. Принцип действия таких дискриминаторов
поясняется векторными диаграммами (рис. 2-12,6 н г).
Под действием напряжения t/BX в резонансном контуре проте-
кает ток /к, который создает в обмотке L дросселя Др магнитный
поток Ф. Векторы тока и магнитного потока отстают или опережают
вектор входного напряжения (7Вх на угол <р, определяемый откло-
нением частоты входного напряжения от резонансной частоты кон-
57
Тура При совпадений Этих частот векторы Тока й входного Напря-
жения совпадают. Напряжение на вторичной обмотке дросселя Др
отстает от тока /к на 90° и по величине определяется углом сдвига
фаз между векторами тока /к и входного напряжения.
Напряжения Оаб и (Jбв равны геометрической сумме половины
выходного напряжения U'bx или (/"вх соответственно и напряжения
&2 — для схемы со средней точкой входной цепи и геометрической
сумме входного напряжения и половины напряжения на вторичной
Рис. 2-12 Частотно-фазовый дискриминатор.
а — схема дискриминатора со средней точкой во входной цепи; б — векторная
диаграмма дискриминатора со средней точкой во входной цепи; в — схема
дискриминатора без средней точки во входной цепи; г —векторная диаграм-
ма дискриминатора без средней точки во входной цепи.
обмотке дросселя С/2/2 — для схемы без средней точки входной цепи.
Этими напряжениями определяются токи через диоды Д1 и Д2
и, следовательно, падение напряжения на сопротивлениях нагрузки.
Напряжения U а$ и U6e (рис. 12) определяются сдвигом фаз
векторов входного напряжения и напряжения U2 при постоянных
значениях напряжений (/вх и U2. » »
Выходное напряжение равно разности напряжений (/'вых и
(/"вых» При равенстве сопротивлений нагрузки Ri=R2 в случае, ког*
да частота входного напряжения равна резонансной частоте контура
(ф=0), выходное напряжение дискриминатора равно нулю. При от-
клонении частоты напряжения (/вх от резонансной (ф>0, Ф<0) вы-
ходное напряжение будет отличаться от нуля. Полярность выход-
ного напряжения будет определяться знаком отклонения частоты
от резонансной, а амплитуда — величиной этого отклонения. Для
сглаживания напряжений на нагрузках используются конденсаторы
С2 И Сд.
58
Экспериментально полученная зависимость выходного напряже-
ния дискриминатора для схемы без средней точки входной цепи дана
на рис. 2-13 Крутизна характеристики составляет 0,15 в/гц.
Кроме получения необходимой крутизны характеристики ди-
скриминатора и линейности ее в широком диапазоне изменения ча-
стоты, важно обеспечить стабильность этой характеристики в широ-
ком интервале температур. С этой целью используются термостабиль-
ные элементы дискриминатора и применяется термокомпенсация
дискриминатора от ча-
стоты
/ — при /?н-=0; 2— при
/?ц=3 ком.
Рис 2-14. Общий
вид пластины сер-
дечника дросселя
Рис. 2-15 Общий вид дросселя.
Из конденсаторов наиболее термостабильны слюдяные конденсаторы
типа КСО. Для уменьшения температурного разброса параметров
дросселя в качестве его сердечника используется сердечник из пла-
стин с воздушным зазором (рис. 2-14).
Общий вид дросселя регулятора скорости типа РС-3 показан на
рис. 2-15.
Термокомпенсация характеристики дискриминатора осуществля-
ется путем включения параллельно одному из нагрузочных сопро-
тивлений терморезистора, а также использованием в качестве кон-
денсаторов резонансного контура таких, ТКЕ (температурный коэф-
фициент емкости) которых обеспечивает термостабильность всего
контура,
59
Настройка дискриминатора (рис. 2-12) на требуемую частоту
осуществляется грубо — подбором емкости контура, а точно — изме-
нением величины воздушного зазора дросселя (рис. 2-15) с помощью
регулировочного винта.
Для приведенного дискриминатора (рис. 2-12) без принятия спе-
циальных мер по термокомпенсацин в диапазоне температур ±5(f С
уход резонансной частоты не превышает величины 0,2%. При этом
характеристика смещается параллельно вдоль оси частот.
С точки зрения работы в системе автоматической стабилизации
скорости двигателя чувствительный элемент частоты на линейном
участке характеристики описывается выражением
£/вых(р) = 1Гч.э(р)Д/(р), (2-27)
где (Увых(р)—преобразование Лапласа выходного напряжения;
П7ч.э(р)—передаточная функция чувствительного элемента;
&f(p) —преобразование Лапласа входной величины.
Передаточная функция дискриминатора имеет вид:
№ч.э (/>) = Кд » (2-28)
где Т — постоянная времени дискриминатора, определяемая значе-
ниями емкостей фильтра и сопротивления нагрузки.
2-5. ФАЗОЧУВСТВИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА
В системах стабилизации скорости вращения двигателей посто-
янного тока в качестве фазочувствительных устройств применяются
фазовые дискриминаторы, выходной сигнал которых определяется
разностью фаз векторов двух напряжений, подаваемых на его вхо-
ды,— напряжения эталонного источника и напряжения измеритель-
ного органа*.
Д<р=фэ—ф, (2-29)
где фэ — фаза вектора напряжения источника эталонной частоты;
Ф—фаза вектора напряжения измерительного органа.
Сдвиг фаз двух переменных напряжений можно определить как
интеграл по времени от разности частот ДГ этих напряжений:
t
Д<р (0 = 2тс £ bf dt (2-30)
или
t
Д<р(0 = 2к J (h-f)dt. (2-31)
о
Таким образом, если на вход фазочувствительного устройства
подается сигнал, пропорциональный отклонению выходной частоты
напряжения измерительного органа от эталонной частоты, то это
устройство является интегрирующим звеном.
Известны разнообразные схемы фазочувствительных устройств:
схема дифференциального фазового дискриминатора трансформатор-
ного типа [Л. 2-7], схема триггера, схема балансного фазового ди-
скриминатора [Л* 2-8] и др. Первая схема состоит из двух транс-
60
форматоров двустороннего питания, имеет значительные габариты и
вес и потребляет большую мощность от измерительного органа и
источника эталонной частоты. Поэтому ее применение в системах
стабилизации скорости двигателя малой мощности нецелесообразно.
Схема, представляющая собой статический триггер иа полупро-
водниковых приборах (рис. 2-16), обладает лучшими параметрами.
Рис. 2-16. Фазочувствительное устрой-
ство.
Запуск триггера осуществляется импульсами сравниваемых напря-
жений Ubxt и {/вх2. Время нахождения триггера в том или другом
устойчивом состоянии определяется углом сдвига фаз сравниваемых
напряжений. Среднее значение выходного напряжения триггера
является функцией сдвига фаз входных напряжений. Выходное на-
пряжение сглаживается конденсатором.
Рис. 2-17. Балансный фазовый дискриминатор.
а — принципиальная электрическая схема; б — векторная диа-
грамма.
Достоинством схемы является отсутствие трансформаторов. По-
этому вес и габариты устройства незначительны. Однако схема тре-
бует наличия источника питания, гальванически не связанного с ос-
новным источником питания системы регулирования. Кроме того,
61
импульсы входных напряжений должны иметь достаточно большую
крутизну фронтов Это приводит к необходимости использования
специальных формирующих устройств, что усложняет схему.
Указанные недостатки ограничивают применение фазовых ди-
скриминаторов на основе статических триггеров в устройствах стаби-
лизации скорости вращения микродвигателей постоянного тока.
Наиболее широкое применение в разработанных регуляторах ско-
рости типа РС-0 в качестве фазочувствительных устройств в систе-
мах автоматики получили схемы балансных фазовых дискриминато-
ров (рис 2-17,а), отличающиеся простотой, надежностью, компакт-
ностью и малым потреблением мощности
Рассматриваемую схему можно представить устройством, осу-
ществляющим перемножение двух сигналов (t/BXi и (Лхг), выход-
ное напряжение которого равно
4/вых = &у COS (<рэ — <р) + fcy COS (<рэ + ср).
(2-32)
С целью подавления высокочастотных составляющих выходного
напряжения в схеме используются фильтры (С\ и С2). В этом слу-
чае выходное напряжение дискриминатора с учетом (2-31) будет
определяться как
ft
2тс j (fa — f) dt >
(2-33)
или
{7B ы x—kyF (Дф)»
где Г(Дф)—нормированная характеристика дискриминатора.
Из схемы (рис. 2-17) видно, что постоянное напряжение на вы-
ходе фазового дискриминатора определяется выражением
= (2-34)
где t/i и Ut — постоянные напряжения на резисторах и
На рис. 2-17,6 представлена векторная диаграмма фазового ди-
скриминатора, которая поясняет принцип его работы.
Выражение, определяющее выходное напряжение балансного фа-
зового дискриминатора [Л 2-8], определяется по формуле
вх2 4" 4 Ucos Дер —
f ^вх2 4“ 4 £7вх2 cos А? ’
где Rt — внутреннее сопротивление диода.
С учетом выражения (2-33) можно записать:
(2-35)
~Г ^вх2 COS Ду —
— (Успеха cos Д<р;
(2-36)
~ Rn + •
(2-37)
62
Из выражения (2-36) следует, что характер зависимости харак-
теристики фазового дискриминатора /'(Дф) определяется соотноше-
нием амплитуд сравниваемых напряжений.
На рис. 2-18 показан характер этой зависимости для различных
соотношений l/c/2 Uvxz
При уменьшении величины f7c/2£7BX2 указанная зависимость
приближается к косинусоиде. Пользуясь формулой (2-35) для случая
//с/21/вх2*С1, получаем [Л. 2-8].
f/вых — и с COS Ду.
(2-38)
При стремлении соотношения t7c/2l/Bx2 к единице форма харак-
теристики дискриминатора приближается к треугольной
А1аксимальное значение постоянного напряжения на выходе фа-
зового дискриминатора определяется выражениями:
Ян
^{ВЫ х = При ^РХ2^>^С»
Ян
^ВЫХ = ^ЕХ2 ЯН-1.4Я/ ПРИ
(2-39)
(2-40)
с*
Рис. 2-18. Характеристика
фазового дискриминатора.
Ус
'“при <1:
ис
5“при =
Из формул (2-39) и (2-40) сле-
дует, что максимальное выходное на-
пряжение фазового дискриминатора
определяется амплитудой меньшего
из входных напряжений.
При работе в переходных режи-
мах на линейном участке характери-
стики выходное напряжение фазового
дискриминатора будет определяться
как
f/вых (р) =* д (р) Дф(р), (2-41)
где д(р) —передаточная функция
Фазового дискриминатора.
Выражение (2-41) с учетом
(2-30) запишется в виде
^ых(/») = Гф.д(р)у-2«ДГ(р).
(2-42)
Передаточная функция фазового
дискриминатора определяется по
формуле
»WP>- -fct7+r. <2-43>
где Тф д — постоянная времени фазового дискриминатора, опреде-
ляемая значениями емкостей фильтра и сопротивлениями
нагрузки дискриминатора;
&Ф д — коэффициент передачи фазового дискриминатора, опреде-
ляемый углом наклона характеристики дискриминатора
в рабочей точке.
63
питания двигателей по-
усилители на магнитных
габариты и вес, для их
напряжения. Они имеют
2-6. УСИЛИТЕЛИ МОЩНОСТИ
В качестве усилителей мощности для
стоянного тока могут быть использованы
и полупроводниковых элементах.
Магнитные усилители имеют большие
питания необходим источник переменного
низкий к. п д. и большое запаздывание. Поэтому магнитные усили-
тели не нашли применения в системах регулирования скорости дви-
гателей постоянного тока малой мощности.
Для этих целей используются усилители на полупроводниковых
приборах, работающих в режиме переключения [Л. 2-9]. Такого рода
усилители с широтной модуляцией обладают существенными преиму-
ществами:
1) малые габариты и вес;
2) высокий к. п. д. (ij=50-^90 %);
3) высокое быстродействие;
4) стабильность характеристик усилителя и независимость их от
параметров используемых приборов,
5) большой коэффициент использования приборов в схеме.
Для изменения скважности импульсов обычно используются
устройства, называемые модуляторами ширины импульсов (МШИ).
Модулятор преобразует
плавно изменяющийся сигнал
чувствительного элемента в се-
рию импульсов, скважность ко-
торых ^пропорциональна вели-
чине этого сигнала.
Известны различные схе-
мы МШИ: на основе магнит-
ных сердечников с прямоуголь-
ной петлей гистерезиса, на ос-
нове управляемых мультиви-
браторов, на основе блокинг-
генерагоров и др. [Л. 2-9]. Па-
раметры выходного сигнала
у этих модуляторов изменяют-
окружающей среды и изменении
fX
Рис. 2-19. Функциональная схема
неявно выраженного модулятора
ширины импульсов.
ся при изменении температуры
величины напряжения питания.
Свободными от указанных
с неявно выраженными МШИ. Таким устройством может служить
полупроводниковый усилитель, на вход которого подается алгебраи-
ческая сумма двух сигналов — сигнала постоянного напряжения и
сигнала переменного напряжения (рис. 2-19).
Частота импульсов выходного напряжения усилителя равна ча-
стоте переменного напряжения а скважность импульсов выход-
ного напряжения определяется величиной постоянного напряже-
ния ГД.
Для получения линейной зависимости скважности импульсов вы-
ходного напряжения от напряжения входного сигнала в качестве
переменного напряжения U2 используется напряжение пилообразной
формы. С целью обеспечения большой крутизны фронтов импульсов
выходного напряжения в усилителе применяется положительная
обратная связь ОС. Такой усилитель имеет релейную характери-
стику (рис 2-20,а). На рис. 2-20,6 поясняется принцип получения
импульсов выходного напряжения в таком усилителе. При изменении
64
недостатков являются устройства
ВеЛйчийЫ йостоянной составляющей входного напряжения Ui скваж-
ность импульсов выходного напряжения также изменяется при по-
стоянстве среднего значения пилообразного сигнала Т/2.
При работе такого усилителя мощности в составе системы ста-
билизации скорости вращения двигателя на вход усилителя подается
напряжение с чувствительного элемента, которое содержит перемен-
ную составляющую из-за неполной его фильтрации емкостями филь-
тра. Постоянная составляющая входного напряжения определяется
отклонением регулируемого параметра от требуемого значения.
Рис. 2-20. Зависимости входных и выходных на-
пряжений усилителя с положительной обратной
связью.
а — характеристика; б — зависимость входного и выход-
ного напряжений от времени (t/c — напряжение сраба-
тывания; Uo — напряжение отпускания).
Следовательно, скважность выходного напряжения усилителя опре-
деляется отклонением регулируемого параметра.
Схема усилителя регулятора типа РС-3-04 с релейной характе-
ристикой приведена на рис. 2-21.
В этой схеме полупроводниковое реле собрано на транзисторах
ПП\ и 77772. Положительная обратная связь осуществляется с по-
мощью резистора /?0.с. В качестве источника напряжения смещения
С7см обычно используется одна нз обмоток таходатчика. Сопротив-
ление /?к необходимо для компенсации параметров транзистора ПЩ
при изменении температуры окружающей среды и обеспечения на-
дежного запуска двигателя при отсутствии напряжения смещения.
Сопротивление обеспечивает активное запирание транзистора ППъ
в режиме отсечки при работе двигателя.
Величина сопротивления положительной обратной связи /?0.с,
необходимая для обеспечения релейной характеристики усилителя,
определяется [Л. 2-10] выражением
йо.с < /?Ир = /т(йс + Гд) • (2-44)
65
5—1467
где Lzn — напряжение питания усилителя;
/?с — внутреннее сопротивление источника сигнала;
гд — дифференциальное входное сопротивление транзисто-
ра ППь
/у — ток управления, обеспечивающий переключение усилителя
при отсутствии положительной обратной связи.
Для форсирования времени переключения транзисторов исполь-
зуется конденсатор Со с.
Усиление выходного сигнала полупроводникового реле осущест-
вляется усилителем мощности.
Рис 2-21. Схема полупроводникового реле.
В схеме рис 2-21 усилитель мощности собран па транзисторах
ППз и ПП4. Для обеспечения режима насыщения в цепи коллектора
выходного транзистора ПП4 включено сопротивление R. Величина
этого сопротивления зависит от характеристик триодов ПП3 и ПЩ
и от диапазона изменения тока в обмотке двигателя. Она опреде-
ляется с учетом следующих соображений'
1) ток в коллекторе триода ПП3 не должен превышать макси-
мально допустимого значения для данного типа триодов при наи-
большем токе нагрузки;
2) выходной триод ППь должен оставаться в режиме, близком
к насыщению, при минимальных значениях выходного тока.
Величина сопротивления R обычно невелика и определяется
значением тока нагрузки /?=0,1н-1 ом при /н^3 а.
С целью обеспечения надежного запирания транзисторов в ре-
жиме отсечки в схеме усилителя предусмотрены цепи смещения —
смещение от постороннего источника Uck и динамическое смещение.
Эти цепи выполнены на элементах RCK, С, Дг, Дз. Положительны-
ми свойствами динамического смещения являются отсутствие до-
полнительного источника и высокий коэффициент передачи межкас-
кадной связи.
Для обеспечения нормальной работы выходного каскада усили-
теля, высоких к. п д. и коэффициента использования его триодов
при индуктивно-активной нагрузке в схеме необходимо иметь вспо-
могательную цепь для замыкания тока э. д. с. самоиндукции. Обычно
индуктивно-активная нагрузка шунтируется диодом. В этом случае,
при запирании триода /7/74, э. д. с. самоиндукции поддерживает ток
в обмотке двигателя, который замыкается через диод. Применение
этой вспомогательной цепи предохраняет выходной транзистор от
66
возможного перенапряжения Время существования тока в обмотке
якоря в интервале отсечки выходного гриода определяется ее ин-
дуктивностью, сопротивлением вспомогательной цепи и режимом
работы двигателя.
Для обеспечения режима непрерывных токов в цепи якоря не-
обходимо выбирать достаточно большую частоту переключения, так
чтобы время существования тока в цепи якоря было больше интер-
вала отсечки транзистора во всех режимах работы.
Известно, что повышение частоты переключения транзисторов
приводит к увеличению мощности рассеивания и к снижению к п. д.
схемы. На рис 2-22 приведена зависимость относительных потерь
в выходном каскаде усилителя от относительного периода переклю-
чения р и относительной длительности фронта импульсов ц =
Рис. 2-22. Зависимость относитель-
ных потерь переключения триода
при 7к = 10/ср.
/ — при ц-0,04; 2 —при ц=0,01;
3 — при 0,002.
Рис 2-23. Схема выходного
каскада усилителя мощности.
В схеме с шунтирующим диодом йри управлении двигателем типа
ДПР не всегда удается обеспечить режим непрерывных токов, так
как величина индуктивности мала.
Для обеспечения режима непрерывных токов обмотка якоря
Двигателя шунтируется триодом, который в интервале отсечки основ-
ного триода, управляющего двигателем, должен быть открыт. Та-
ким образом, эти триоды должны коммутироваться в противофазе.
Схема выходного каскада с триодом, шунтирующим обмотку
двигателя, представлена на рис. 2-23
Диоды Д1 и Д2 предназначены для обеспечения режима насы-
щения триода ПП2 при изменении направления тока через триод,
а также для защиты триодов ПП[ и ПП? от кратковременных
перенапряжений, возникающих из-за несинхронности переключения
триодов.
Применение шунтирующего триода усложняет схему усилителя.
Поэтому в усилителях мощности систем стабилизации скорости вра-
щения микродвигателей постоянного тока, когда предъявляются осо-
бенно жесткие требования в отношении веса, габаритов и надеж-
ности усилителя, для шунтирования цепи якоря используют диод.
Мощность выходного каскада усилителя выбирается исходя из
условий обеспечения пуска двигателя и работы его в наиболее
тяжелом режиме — режиме реверсов. Число каскадов предваритель-
5* 67
ного усилителя определяется исходя из условий обеспечения насы-
щения выходного каскада и выходной мощности чувствительного
элемента.
Коэффициент передачи усилителя мощности в связи с его не-
значительной инерционностью определяется только статическим ко-
эффициентом передачи модулятора ширины импульсов и не зависит
от мощности усилителя.
Из рис 2-20,6 с учетом [Л 2-11] можно получить выражение
для коэффициента передачи усилителя
(2-45)
где т—постоянная времени выходной цепи дискриминатора,
Т—период коммутации триодов;
Uc — напряжение срабатывания реле
2-7. СИСТЕМЫ СТАБИЛИЗАЦИИ СКОРОСТИ ВРАЩЕНИЯ
Простейшей системой стабилизации скорости вращения является
система с центробежным регулятором (рис. 2-24). Принцип дейст-
вия этого регулятора основан на использовании центробежной силы,
возникающей в механизме регулятора, вращающегося с валом дви-
гателя Система регулирования работает в вибрационном режиме
Стабилизация скорости двигателя с помощью центробежного
регулятора целесообразна
Рис. 2-24. Схема регули-
при жестких требованиях в отношении
веса, габаритов и невысоких требова-
ниях, предъявляемых к стабильности
скорости (2—4%). Однако эта система
стабилизации имеет ряд существенных
недостатков, ограничивающих ее приме-
нение в ряде областей техники:
1) небольшой срок службы, ограни-
ченный сроком службы контактов регу-
лятора;
2) значительные радиопомехи;
3) значительная величина колебаний
рования скорости враще-
ния двигателя с центро-
скорости и зависимость амплитуды и ча-
стоты колебаний от режима работы дви-
бежным регулятором.
ЦР — центробежный регуля-
тор: RC — искрогасящая це-
почка.
гател я,
4) низкая стабильность,
при воздействии вибраций.
Характеристики системы
вания скорости вращения с
ным регулятором могут быть улучшены введением
полупроводниковых приборов с целью разгрузки
особенно
регулиро-
центробеж-
в схему
контактов
регуляторов Введение полупроводниковых приборов незначительно
увеличивает габариты и вес системы, по повышает срок службы
и к. п. д Однако в состав схемы по-прежнему входит центробеж-
ный регулятор. Поэтому этой системе присущи многие недостатки,
свойственные электродвигателю с центробежным регулятором.
Применение полупроводниковых приборов позволяет построить
полностью бесконтактные регуляторы скорости, которые обладают
высокой экономичностью, большим сроком службы и компактно-
стью.
68
функциональная схема статической системы стабилизации ско-
рости вращения двигателя постоянного iока с электронным регуля-
тором представлена на рис. 2-25 Для оценки текущего значения
скорости двигателя в системе используется измерительный орган
ИО, выполняемый обычно в виде тахогенератора переменного тока.
Частота напряжения измерительного органа прямо пропорциональна
скорости вращения двигателя Сигнал измерительного органа по-
ступает на вход чувствительного элемента ЧЭ, который настраива-
ется на значение частоты, со-
ответствующее заданному зна-
чению скорости вращения. Вс
личина и полярность выходно-
го напряжения чувствительного
элемента ичэ являются функ-
цией отклонения частоты на-
пряжения измерительного орга-
на от значения, соответствую-
щего заданной скорости вра-
щения.
Напряжение с выхода чув-
ствительного элемента поступа-
ет на модулятор ширины им-
пульсов МШИ, который осу-
ществляет преобразование сиг-
нала чувствительного элемента
в последовательность импуль-
сов высокой частоты, относи-
Рис. 2-25. Функциональная схема
статической системы стабилизации
скорости вращения двигателя.
Дв — двигатель постоянного тока; ИО —
измерительный орган; ЧЭ — чувстви-
тельный элемент частоты; МШИ — мо-
дулятор ширины импульсов; УМ — уси*
лнтель мощности.
тельная продолжительность ко-
торых у определяется величиной этого сигнала. Усилитель мощно-
сти УМ служит для усиления маломощного сигнала модулятора
шнрнны импульсов. Последовательность импульсов напряжения, по-
лученная в результате преобразования сигнала измерительного ор-
гана, подается на регулируемый двигатель. Изменение скорости
Рис. 2-26. Схема стабилизации скорости вращения двигателя постоян-
ного тока.
69
вращения двигателя по каким-либо причинам приводит к изменению
длительности импульсов напряжения, приложенного к его обмотке,
а следовательно, и к изменению среднего значения напряжения.
Изменение среднего значения напряжения на обмотке якоря пре-
пятствует изменению скорости вращения двигателя. В результате
этого скорость вращения двигателя будет автоматически поддержи-
ваться постоянной в пределах статической ошибки.
Принципиальная схема системы стабилизации скорости враще-
ния (регулятор РС-5-05) микродвигателя постоянного тока
ДПР-42-Н6-03 с неявно выраженным МШИ приведена на рис. 2-26.
Система стабилизации скорости состоит из измерительного орга-
на ИО, чувствительного элемента ЧЭ, усилителя У и двигателя Дв.
В качестве измерительного органа используется синхронный гене-
ратор с возбуждением от постоянных магнитов. Чувствительный
элемент представляет собой частотно-фазовый дискриминатор. Для
Рис. 2-27. Конструкция статического регулятора скоро-
сти двигателя постоянного тока.
повышения устойчивости системы стабилизации скорости в схеме
усилителя применяется гибкая отрицательная обратная связь, со-
стоящая из конденсатора С и резистора R.
Конструктивно регулятор скорости для двигателя мощностью
10 вт оформлен в виде отдельного блока (рис. 2-27). Регулятор ско-
рости выполнен с применением объемного монтажа и печатных плат
и имеет габариты 43X41X29 мм. Для обеспечения механической
прочности и влагостойкости элементы регулятора заливаются поли-
уретановой смолой.
Соединение регулятора скорости с источником питания и регу-
лируемым двигателем осуществляется с помощью выводов.
При стабилизации скорости микродвигателей постоянного тока
мощностью порядка 0,01—0,1 вт на их валу нельзя установить из-
мерительный орган с достаточно мощным выходным сигналом.
В этих случаях применяют специальные усилители сигнала измери-
тельного органа. На рис. 2-28 приведена одна из схем системы ста-
билизации скорости двигателя постоянного тока типа ДТР мощно-
70
СТЬЮ 0,01 вт. Усилитель состоит из четырех каскадов, собранных на
полупроводниковых приборах ПП\—ПГЦ. Усиленный сигнал через
трансформатор подается на чувствительный элемент. Для исклю-
чения влияния амплитуды напряжения на работу схемы использу-
ются кремниевые стабилитроны Д3 и
Каждый каскад усилителя, а также другие элементы схемы
регулятора конструктивно представлены в виде модулей (рис. 2-29).
Модули Mi—М6 и другие элементы схемы установлены на гетинак-
совой панели с печатным монтажом.
Статические системы стабилизации скорости двигателя постоян-
ного тока позволяют получить стабильность скорости вращения до
±0,5% во всех режимах работы при различных климатических
условиях.
Рис. 2-28. Принципиальная электрическая схема системы стабилиза-
ции скорости вращения двигателя постоянного тока мощностью
0,01 вт.
Дв— двигатель; ТГ — таходатчик; Л<|—ТИз — усилитель сигнала таходатчика.
Высокую стабильность скорости вращения можно обеспечить
введением .в закон управления интеграла по времени от отклонения
скорости вращения от заданного значения или введением в систему
стабилизации связей по возмущениям.
Применение астатического регулятора с интегральным управ-
лением по углу сдвига фаз векторов напряжений вспомогательного
(эталонного) источника частоты и измерительного органа позволяет
обеспечить точность стабилизации скорости, равную стабильности
частоты эталонного источника во всех режимах работы.
71
Для получения сигнала, пропорционального интегральному углу
сдвига фаз, используются фазочувствительные устройства, описание
которых приведено выше Зона устойчивой работы интегрального
регулятора с управлением по интегральному углу сдвига фаз на-
ходится в пределах ±п!с2 [Л 2-7] При работе в этой зоне дейст-
вие возмущений на систему компенсируется изменением установив-
шегося значения угла сдвига фаз
При изменении момента нагрузки и напряжения питания в ши-
роких пределах и при запуске двигателя скорость вращения двига-
теля значительно отличается от скорости, соответствующей эталонной
частоте В этом случае вектор напряжения измерительного органа
Рис 2 29 Общий вид конструкции регулятора скоро-
сти двигателя мощностью 0,01 вт
поворачивается вокруг относительно неподвижного вектора напря-
жения эталонной частоты со скоростью, определяемой разностью
этих частот чем больше разность частот, тем быстрее вектор на-
пряжения измерительного органа совершает полный оборот При
этом диапазон разности фаз, соответствующий устойчивой работе
регулятора, проходится относительно быстро и в силу инерционно-
сти регулятора и двигателя система не может обеспечить устано-
вившегося значения скорости
Система в этом случае находится в режиме вынужденных ко-
лебаний. Существует определенное для каждой системы стабили
зации значение разности частот напряжений эталонного источника
и измерительного органа, при которой положение равновесия в си-
стеме восстанавливается Диапазон устойчивой работы системы
с интегральным регулятором по углу сдвига фаз определяется па-
раметрами двигателя и регулятора Основными параметрами дви-
гателя, влияющими на диапазон устойчивой работы системы, явля-
ются электромеханическая постоянная времени и постоянная
времени цепи якоря двигателя, а для регулятора — коэффициент
передачи и постоянная времени
Для обеспечения минимальной разности частот напряжений
эталонного источника тахогенератора, соответствующей диапазону
устойчивой работы системы, необходимо специальное устройство —
72
грубый стабилизатор, в качестве которого могут быть использованы
статические системы стабилизации, рассмотренные выше
Таким образом, астатическая система с управлением по инте-
гральному углу сдвига фаз должна состоять из двух регуляторов
собственно астатического и статического, назначением которого явля-
ется поддержание скорости вращения, близкой к заданной, в пере-
ходных режимах и при запуске двигателя
Оба эти регулятора отличаются только принципом работы чув-
ствительных элементов и работают параллельно на один и тот же
-объект регулирования — двигатель постоянного тока Поэтому пред-
ставляется возможным сигналы с чувствительных элементов часто-
ты и фазочувствительного устройства подавать на общий усилитель
шли модулятор ширины импульсов
Рис 2 30 Функциональная схема астатиче
ской системы стабилизации скорости враще
ния двигателя
Дв — двигатель постоянного тока ИО — измери
тельный орган ЧЭ — чувствительный элемент ча-
стоты ФЧЭ — фазочувствительный элемент,
МШИ — модулятор ширины импульсов, УМ — уси-
литель мощности
Функциональная схема астатической системы стабилизации ско-
рости с управлением по интегральному углу сдвига фаз представ-
лена на рис. 2-30
Управляющее воздействие, как видно из рис 2 30, равно
Г/s = Г/ч э + Г/ф» ч а»
где (А э — выходное напряжение чувствительного элемента ча-
стоты,
Uф ч э — выходное напряжение фазочувствительного элемента
В переходных процессах, когда имеет место значительное от-
клонение скорости двигателя от номинальной, основное управляю-
щее воздействие создает статический регулятор В результате этого
воздействия устанавливается скорость вращения двигателя, отли-
чающаяся от заданной на величину статической ошибки регулиро-
вания Затем вступает в работу интегральный регулятор, чувстви-
тельный элемент которого реагирует на угол сдвига фаз между век-
торами напряжений эталонного источника и измерительного органа.
Интегральный регулятор обеспечивает ^статическое регулирование
73
скорости вращения двигателя, так как установившийся режим воз-
можен лишь при
Дф (/) — Дфу = const. (2-47)
Таким образом, астатическая система стабилизации скорости
вращения двигателя постоянного тока обеспечивает синхронизацию
скорости вращения регулируемого двигателя с частотой эталонно-
го источника.
Принципиальная электрическая схема астатической системы ста-
билизации скорости вращения двигателя постоянного тока
ДПМ-30 Н6-02 с воздействием по интегральному углу сдвига фаз
между векторами напряжений источника эталонной частоты и тахо-
генератора с использованием регулятора РС-0-02 представлена на
рис. 2-31. Источник эталонной частоты на схеме не показан.
Рис. 2-31. Принципиальная схема астатической системы стабилиза-
ции скорости вращения двигателя постоянного тока.
ЧЭ — чувствительный элемент частоты; ФЧЭ фазочувствительный элемент;
У — усилитель; Дв — двигатель; ТГ — тахогенератор.
В качестве чувствительного элемента частоты применен частот-
но-фазовый дискриминатор ЧЭ, а в качестве фазочувствительного
устройства — фазовый дискриминатор ФЧЭ. Полупроводниковое
триоды усилителя У работают в режиме переключения, который
обеспечивается наличием переменной составляющей на входе уси-
лителя. В схеме отсутствует явно выраженный модулятор ширины
импульсов.
Конструктивно астатический регулятор выполнен в виде отдель-
ного блока (рис. 2-32).
Параметры статического и интегрального регуляторов должны
обеспечивать устойчивый режим синхронизации двигателя. Макси-
мальный диапазон устойчивой работы астатического регулятора мо-
74
ясет быть расширен с помощью увеличения коэффициента передачи
фазового дискриминатора. Кроме того, значительное расширение
диапазона синхронизации может быть достигнуто за счет деления
частоты сигнала измерительного органа [Л. 2-7 и 2-12].
Рис. 2-32. Конструкция астатического регулятора скоро-
сти двигателя постоянного тока
Если максимальная ошибка статического регулятора превышает
диапазон синхронизации, то необходимая кратность деления частоты
может быть получена из выражения
/гл.ч> Мма1--, (2-48)
А / м-акс
где Дв/макс — максимальная ошибка статического регулятора;
Д/макс — диапазон синхронизации.
Рис. 2-33. Осциллограмма переходного процесса
ской системе при пуске двигателя.
в астатиче-
75
На рис. 2-33 приведена осциллограмма йереходно^о ЦроЦессЙ
при разгоне двигателя гита ДПМ-30-Н6-02 с астатическим регуля-
тором скорости РС-0-02 под нагрузкой 50 Г-см, а на рис. 2-34 —
осциллограммы переходных процессов при увеличении момента на-
грузки и изменении напряжения питания Как видно из осцилло-
часттють/ ТГи эгпаломмоа
‘ еии е г г ТГ и эгп. i> 'он><ы частоты
Рис. 2-34. Осциллограммы переходных процессов в астатической
системе стабилизации скорости двигателя ДПМ-30-Н6-02
а — при набросе момента нагрузки от нуля до 50 Г • см* б — при уменьшении
напряжения питания от 32 до 25 в.
грамм, переходные процессы в астатической системе при изменении
момента нагрузки и напряжения питания практически отсутствуют.
Потери мощности в системе стабилизации скорости вращения
двигателя постоянного тока и ее к. п. д при импульсном управ-
лении зависят существенно от частоты переключения и характери-
стик двигателя. Зависимость относительного к п. д импульсной си-
стемы стабилизации скорости двигателя постоянного тока (отноше-
ние к. п. д. импульсной системы стабилизации скорости к к. п. д
76
Рис. 2 35 Зависимость к п. д.
в импульсной системе стабили-
зации скорости вращения дви-
гателя постоянного тока.
1 — при ц=0 04, /к=10 7ср; 2 — пои
ц=0,01, /к = 10 7ср, 3 —при
-0,001, / =5 7гп, 4 —при ц=0,02,
•Дйига^еля при работе его от постоянного напряжения) от оФноСй-
тельной частоты переключения приведена на рис 2-35
Имеющиеся статические и астатические системы стабилизации
скорости вращения двигателей постоянного тока малой мощности
на полупроводниковых приборах, рассчитанных для режима пере-
ключения, надежно работают в широком диапазоне изменения тем-
пературы окружающей среды и
при различных механ шеских воз-
действиях.
Условия эксплуатации и ре-
жимы работы микроэлектродвига-
телей со стабилизированной ско-
ростью определяются в основном
свойствами электродвигателя
При необходимости обеспече-
ние реверса двигателя в рассмат-
риваемых системах стабилизации
производится изменением направ-
ления тока обмотки якоря за счет
изменения подключения выводных
концов двигателя к регулятору.
Реверс обеспечивается специаль-
ным переключающим устройством
С целью обеспечения надежной
работы системы недопустимо даже
кратковременное короткое замы-
кание обмотки двигателя, так как
это может привести к пробою вы-
ходного транзистора.
Параметры разработанных систем стабилизации скорости вра-
щения двигателей постоянного тока малой мощности приведены
в табл. 2-1 и 2-2.
Для работы астатических регуляторов скорости используется
отдельный источник эталонной частоты, который конструктивно не
входит в регулятор скорости. В случае отсутствия источника эта-
лонной частоты или выхода его из строя астатическая система ре-
гулирования работает как статическая.
Некоторые из разработанных систем стабилизации скорости
имеют устройство для отключения двигателя от источника питания
в случае любой неисправности, при которой скорость двигателя
превысит номинальную.
Достоинством рассмотренных схем регуляторов является воз-
можность построения универсальных регуляторов для стабилизации
скорости двигателей постоянного тока с различными мощностями
и‘скоростями вращения.
Рассмотренные системы стабилизации скорости вращения дви-
гателей постоянного тока малой мощности обеспечивают достаточно
высокую стабильность скорости вращения во всех режимах работы
и условиях эксплуатации двигателя в течение длительного срока
службы и хранения.
При эксплуатации рассмотренных систем регулирования скоро-
сти 'микродвигателей постоянного тока с использованием полупро-
водниковых рei уляторов недопустимо изменение полярности питаю-
щего напряжения, так как это приводит к выходу из строя регуля-
тора (пробой триодов).
77
t а Й л и ц a 2-1
Статические системы стабилизации скорости вращения двигателей
постояииого^тока
Тип двигателя и регулятора скорости, габаритные размеры, мм Напряжение питания, Момент нагрузки на валу, Г*см Скорость враще- ния, об [мин Стабильность скорости вра- щения, % Ток холостого хода не более, а Потребляемый ток не более, а Пусковой момент не менее, Г-см Температура окружающей среды, °C
ДПМ-25-Н6-02 РС-3-05 (104x69x35) 14+3 50 6 000 ±1 0,3 0,85 100 ±50
ДПМ-25-Н6-02 РС-3-04 (104X69X35) 27 + 4 50 6 000 ±1 0,15 0,6 100 ±50
ДПМ-30-Н6-01 РС-3-08 (104X69X37) 70 9 000 +1 0,5 1,2 200 ±50
ДПМ-30-Н6-02 РС-3-02 (122X78X92) 28± 2,5 50 6 030 + 0,5 0,3 0,65 250 ±50
ДПР-32-Н6-02 РС-З-ОЗМ (99X69X57) 27±1 17 6 000 ±0,5 0,19 0,22 60 I ел
ДПР-3 Р С-3-06 (80X59X32) 14±3 30 3 000 + 3 0,07 0,35 40 -j-ЬО —40 I гл
ДПР-32-Н6-03 со+ 6 30 3 000 ±2 ОД 0,35 40 —j-bU —40
РС-4-07 (80X59X32) z8-4
ДПР-32-Н6-03 РС-5-05 (43X41X29) 20 3 000 ±2 0,08 0,2 40 —у-ЬО ±60
ДПР-42-Н6-03 РС-5-05 ( 43 X41X29) 2?±2 50 3 000 ±2 ОД 0,2 100 ±60
ДПР-52-Н6-03 РС-5-07 (66X30X31) 2 —2 100 3 000 ±2 0J 0,3 500 +60
ДПР-62-Н6-03 РС-5-07 (66X30X31) 27+б 2 —2 200 3 000 ±2 од 0,5 1 000 ±60
Таблица 2-2
Астатические
системы стабилизации скорости вращения двигателей
постоянного тока
я я н —*
Тип двигателя н я с т °- Л <и СО О <и* сз 5 =? S
о- S О 3 СО аЯ
регулятора скорости, X яЦ (П а Стабильность н о О ю £ о 2
габаритные размеры, Я скорости о Е? 0J 5© £ 2* Си л
мм Напряг таиия, Момен иа вал; Скооос ния, оС вращения Ток хо. хода hi Потреб, ток не ш а* Sg о « ДР OJ С К Темпер окружа среды,
ДПМ-30-Н5-02 28~H 50 6 000 Определяется 0,3 0,55 350 ±50
РС-0-02 (122X78X92) -2,5 стабильностью
эталонной
ДПР-32-Н6-02 частоты
28±3 17 6 000 То же 0,19 О.з 60 4-50 ю
РС-0-03 (113X78X35)
ДПР-32-Н6-02 28±3 17 6 000 0,19 0,3 60 4-50
РС-0-04 (113X53x35) —10
ДПМ-25-Н6-02 28±3 42 6 000 0,15 0,65 150 ±50
РС-0-02К (105X68X74)
ДПР-32-Н6-02 28±5 20 6 000 0,19 0,3 60 ±50
РС-0-08 (73x49x32)
78
Раздел третий
БЕСЩЕТОЧНЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
ПОСТОЯННОГО ТОКА
3-1. УСТРОЙСТВО И ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
Наряду с преимуществами, характерными для <микроэлектродви-
гателей постоянного тока (высокий к. п. д, большой пусковой мо-
мент, хорошие регулировочные свойства и т. д.), им присущи и су-
щественные недостатки, в значительной степени усложняющие или
ограничивающие применение этих двигателей. Такими недостатками
являются- малый срок службы, сравнительно низкая надежность,
повышенная чувствительность к воздей-
ствию окружающей среды, высокий уро-
вень радиопомех, щеточная пыль и др.
Эти недостатки связаны главным обра-
зам с наличием щеточно-коллекторного
узла. Достижения электронной и полу-
проводниковой техники позволили со-
здать бесщеточный микроэлектродвига-
Рис. 3-1 Блок-схема бес-
щеточного электродвига-
теля постоянного тока.
тель постоянного тока, в котором в ос-
новном сохранены положительные каче-
ства микроэлектродвигателей постоянно-
го тока и в то же время ликвидированы
их недостатки.
Бесщеточный микроэлектродвигатель постоянного тока (БМПТ)
(рис. 3-1) содержит три основных функциональных элемента:
1) исполнительный элемент ЭД— m-фазный бесконтактный
синхронный двигатель с ротором в виде постоянного магнита;
2) управляемый коммутатор ППК, выполненный на бесконтакт-
ных переключающих приборах (транзисторах, тиристорах и т. д.),
осуществляющий коммутацию тока в обмотке статора двигателя;
3) датчик положения ротора двигателя ДП относительно фаз
обмотки, являющийся логическим элементам и определяющий мо-
мент и последовательность коммутации обмотки. Датчик поло-
жения встроен в электродвигатель. Он состоит из ротора и стагсфа,
жестко соединенных соответственно с ротором и статором двига-
теля.
Основные функциональные элементы БМПТ соединены между
собой, как показано на структурной схеме рис. 3-1.
На рис 3-2 показан разрез двигателя с датчиком положения.
Ротор датчика 1 и ротор двигателя 3 жестко закреплены на общем
валу. Статор датчика 2 и статор двигателя 4 также жестко соеди-
нены между собой. В показанной на рисунке конструкции ротор
двигателя имеет постоянный магнит. Датчик положения электро-
магнитного типа (трансформаторный, дроссельный и т. д). Двига-
тель с датчиком положения могут иметь и другое конструктивное
выполнение в зависимости от типа примененного синхронного дви-
гателя и датчика положения. Кроме магнитоэлектрического двига-
теля в БМПТ могут использоваться синхронные двигатели с элек-
тромагнитным возбуждением, а также реактивные синхронные дви-
гатели. Двигатели могут иметь явнополюсную или неявнополюсную
конструкцию ротора. В качестве датчика положения могут быть
использованы и другие типы позиционных датчиков емкостные,
79
Холла, магнитосопротивлеиия, лучевые, радиационные и т. п. Дат-
чики положения электромагнитного типа обладают некоторыми
преимуществами по сравнению с остальными Обеспечивая надеж-
ное управление коммутатором, они сохраняют свою работоспособ-
ность при воздействии тяжелых ;
Рис. 3-2. Конструкция бесщеточного
электродвигателя с датчиком положе-
ния ротора.
условий окружающей среды (ва-
куум, высокая или низкая
температура и т. п ).
Принцип работы БМПТ
лучше всего рассмотреть на
простейшей схеме. Для это-
го воспользуемся трехфаз-
ным БМПТ, принципиаль-
ная схема кторого показана
на рис. 3-3 Двигатель 1
имеет трехфазную обмотку,
уложенную в пазы статора
и соединенную в звезду
с выведенным нейтральным
проводом. Двигатель воз-
буждается постоянным маг-
нитом, расположенным на
роторе. К нейтральному
проводу обмотки подведен
отрицательный потенциал се-
ти постоянного тока. Поло-
жительный потенциал сети
подводится к началу каждой фазы через транзисторы ПП\—77/73. Если
обеспечить работу транзисторов в ключевом режиме, то каждый тран-
зистор будет занимать два устойчивых состояния — «закрыт» или
«открыт» в зависимости от направления управляющего тока в пере-
ходе база—эмиттер. Открывание любого из транзисторов приводит
к протеканию тока в той фазе обмотки, последовательно с которой
он соединен Транзисторы ПП\—ПП3 являются основными элемен-
тами коммутатора 2 рассматриваемого БМПТ. Управление состоя-
нием транзисторов осуществляется датчиком положения 3.
В рассматриваемом БМПТ показан датчик положения транс-
форматорного типа. Основными элементами датчика являются три
трансформатора Гр4, Тр2 и Трз, расположенные по окружности ста-
тора со сдвигом относительно друг друга на угол 120 эл град.
Каждый трансформатор выполнен на магнитном сер речнике, мате-
риал которого имеет высокую магнитную проводимость и малую
коэрцитивную силу (например, феррит, пермаллой и т. д.). На
каждом сердечнике, как показано на рисунке, расположено по две
обмотки. К первичным обмоткам (с зажимами а—а) подводится на-
пряжение с частотой 5—30 кгц от вспомогательного маломощного
генератора, который обычно выполняется в одном блоке с комму-
татором.
Из литературы известно много схем генераторов, которые мо-
гут быть применены в БМПТ для возбуждения обмоток датчика
положения На рис. 3-3 в качестве примера приведена схема бло-
кинг-геиератора, выполненного на транзисторе П1Ц и преобразую-
щего постоянное напряжение источника питания в переменное. Воз-
буждение первичных обмоток трансформаторов Tpi, Тр2 и Гр3 дат-
чика положения осуществляется напряжением со вторичной обмотч
ки трансформатора Тр4 блокинг-генератора.
§0
Во вторичных обмотках трансформаторов датчика положения
индуктируются э д. с, величина которых зависит от обмо точных
данных трансформатора, а также от величины магнитной проводи-
мости на пути потока, сцепляющегося с первичной и вторичной об-
мотками, что главным образом определяется магнитной проводи-
мостью сердечников Магнитная проводимость сердечника может
изменяться в больших пределах в зависимости от того, насышен он
или нет.
Рис. 3-3. Принципиальная схема трехфазнэго бесщеточного микро-
электродвигателя постоянного тока с однополярным фазным напря-
жением.
Насыщение сердечников осуществляется внешним магнитным
полем, создаваемым магнитом 4 (рис. 3-3), расположенным на ро-
торе датчика, одна половина которого состоит нз магнита 4 с по-
люсным башмаком 5, другая представляет собой немагнитный полу-
цилиндр 6. Башмак 5 из магнитно-мягкого материала необходим
для создания определенной формы поля ротора. Величина воздуш-
ного зазора между ротором датчика и трансформаторами, располо-
женными на статоре, выбирается такой, чтобы сердечники, пере-
крытые полюсным башмаком ротора, оказались насыщенными. При
этом сердечники, ие перекрытые полюсным башмаком, не насыщены.
Таким образом, в описанном датчике положения во вторичной об-
мотке ненасыщенного трансформатора индуктируется э. д. с. Вели-
чиной э. д. с., индуктируемой во вторичной обмотке насыщенного
трансформатора, можно пренебречь. Если предположить, что поле
•ротора датчика распределено в зазоре по прямоугольному закону,
то переход сердечника от насыщенного состояния к ненасыщенному
.будет происходить скачком. Точно так же скачком будет происхо-
дить изменение э. д. с. во вторичной обмотке трансформатора.
6—1467 8|
Допустим, что в момент замыкания ключа К ротор двигателя
и ротор датчика, расположенные на общем валу, находятся в по*
ложении, показанном на рис. 3-3. При этом оказываются насыщен-
ными трансформаторы Тр2 и Гр3, т. е. в их вторичных обмотках
э. д. с. отсутствует. Трансформатор Тр\ не насыщен, и э. д. с,, ин-
дуктируемая в его вторичной обмотке, выпрямляется с помощью
диода Дь резистора и емкости и открывает транзистор ПП\. Фаза Л
двигателя оказывается подключенной к сети и по ней протекает гок,
создающий и. с статора Fa- Транзисторы ПП2 и ПП3 вследствие
отсутствия отпирающих токов с трансформаторов Тр2 и Тр3 оста-
ются в закрытом состоянии, т. е. по фазам В и С ток не прогека_ет
Магнитный поток Фо ротора, взаимодействуя с н. с. статора Fa,
обусловливает появление вращающего момента. Под действием
возникшего момента ротор двигателя поворачивается по часовой
стрелке Вместе с ротором двигателя поворачивается и ротор дат-
чика. Наступает момент, когда трансформатор Тр2 переходит в не-
насыщенное состояние, так как он ‘выходит из зоны, перекрытой
полюсным башмаком ротора датчика. Во вторичной обмотке Тр2
появляется э. д. с., которая через диод Д2 открывает транзистор
ПП2\ по фазе В начинает протекать ток, создающий и. с. FB. Так
как по фазе А ток продолжает протекать, то поле статора будет
определяться результирующей н. с. Fab-
Таким образом, поворот ротора двигателя на опре щленный угол
привел к скачкообразному перемещению поля статора Возникший
вращающий момент приводит к дальнейшему повороту роторов
двигателя и датчика, насыщению трансформатора Tpi и запиранию
транзистора ПП{. Фаза А отключается от сети, и н. с. статора опре-
деляется вектором Fb, т. е. поле статора скачком поворачивается
в ту же сторону. Это снова приводит к повороту роторов двигателя
и датчика положения и т. д. Изменение направления вращения осу-
ществляют изменением полярности управляющих сигналов в каж-
дой фазе на 180 эл. град. В схеме рис. 3-3 этого можно достичь,
включив в каждую фазу между датчиком положения и транзисто-
рами ПП}, ПП2 и 77Л3 по одному каскаду, выполняющему функции
фазоинвертора.
При непрерывном вращении ротора сигналы с датчика положе-
ния будут поступать на детектор в виде высокочастотных импуль-
сов Щт, как показано на первых трех диаграммах рис. 3-4 Ниже
на рисунке показаны базовые токи в первом, втором и третьем тран-
зисторах, которые получены в результате детектирования импуль-
сов с датчика положения. На последних трех эпюрах показаны
напряжения на каждой фазе обмотки двигателя, которые получа-
ются в результате коммутации транзисторов.
Таким образом, при пуске БМПТ вследствие ключевого режима
работы транзисторов поле статора изменяет свое положение скач-
кообразно, в рассматриваемом примере — на угол 60°. Следова-
тельно, момент, развиваемый двигателем, не будет величиной по-
стоянной, так как его величина зависит от угла рассогласования
между полями ротора и статора двигателя.
Двигатель будет устойчиво запускаться, если момент 7И, раз-
виваемый им на валу, превышает момент нагрузки Л4С. Тогда воз-
никает динамический мрмент
(3-1)
82
который вызывает поворот ротора в направлении действия момент^
двигателя с угловым ускорением
Mj
~ J '
(3-2)
где J — момент инерции вращающихся частей, приведенный к валу
двигателя.
Увеличение скорости вращения ротора приводит к уменьшению
момента вследствие увеличения э. д. с., наводимой в обмотке
рнс. 3-3.
двигателя результирующим полем ротора и статора. Эта э. д. с.
противодействует напряжению, приложенному к обмотке, и тем са-
мым уменьшает ток в фазах, что и приводит к снижению развивае-
мого двигателем момента. Уменьшение М приводит к тому, что при
достижении некоторой скорости динамический момент Mj стано-
вится равным нулю и скорость двигателя устанавливается.
6е 83
При увеличении нагрузки на ВаЛу появляется отрицательный
динамический момент, приводящий к уменьшению скорости враще-
ния ротора и, следовательно, к увеличению тока в обмотке и мо-
мента, развиваемого двигателем. Снижение скорости будет происхо-
дить до такой величины, пока момент двигателя сравняется с мо-
ментом нагрузки.
Таким образом, в БМПТ, как в обычном двигателе (постоянного
тока, с увеличением скорости вращения увеличивается э д. с , ин-
дуктируемая в обмотке якоря, что приводит к снижению тока и
момента, и наоборот
Изменение скорости вращения ротора приведет к соответствую-
щему изменению частоты переключения транзисторов и, следова-
тельно, скорости вращения поля статора. Поэтому ротор всегда вра-
щается синхронно — со скоростью, равной скорости вращения поля
статора.
Скорость вращения ротора зависит также от напряжения сети
t/c: с увеличением напряжения скорость увеличивается, а с умень-
шением— падает Таким образом, скорость вращения п ротора БМПТ
зависит как от нагрузки на валу, так и от напряжения сети:
60f
n=-y- = ¥(M; (3-3)
Г
где f—частота основной гармоники тока в обмотке, гц\
р — число пар полюсов.
Зависимость (3-3) отражает основную особенность режима ра-
боты синхронного двигателя в качестве БМПТ.
Второй особенностью режима работы синхронного двигателя
в БМПТ является постоянство угла сдвига 0 между основными
гармониками э. д. с. EQ, наведенной в обмотке полем ротора Фо, и
фазного напряжения U
0 = const. (3-4)
Из рассмотрения принципа работы БМПТ нетрудно заметить,
что величина этого угла определяется углом сдвига в пространстве
осей полюсов роторов двигателя и датчика, если предположить, что
оси полюсов одноименных фаз их статоров совпадают. Угол 0 не
зависит от нагрузки на валу и напряжения сети
Работа синхронного двигателя в качестве БМПТ в соответствии
с условиями (3-3) и (3-4) обеспечивает полное отсутствие опасно-
сти выхода двигателя из синхронизма. Изменение скорости враще-
ния и соответственно частоты тока в обмотке с изменением напря-
жения сети или нагрузки на валу обусловливает возможность плав-
ного регулирования скорости двигателя в широких пределах.
Рабочие характеристики БМПТ подобны соответствующим характе-
ристикам коллекторного двигателя постоянного тока, а угол 0 экви-
валентен углу сдвига щеток с геометрической нейтрали.
Известно, что в коллекторных двигателях число коммутируемых
секций выбирается максимально возможным с целью снижения
э. д с. коммутации и обеспечения безыскровой коммутации.
В БМПТ число обмоток (фаз), переключаемых коммутатором,
должно выбираться минимально возможным, обеспечивающим не-
обходимые рабочие свойства двигателя. Увеличение числа фаз дви-
гателя связано с усложнением схемы коммутатора и датчика
положения. С другой стороны, уменьшение числа фаз приводит
84
к нежелательному увеличению их индуктивности. Величина Индук-
тивности обмотки статора БМПТ зависит от мощности двигателя,
геометрии активных частей и т. д.
Повышенная индуктивность коммутируемых цепей БМПТ (по
сравнению с коллекторными машинами) определенным образом ска-
зывается на его рабочих свойствах, как будет показано ниже.
Мы рассмотрели принцип работы БМПТ на примере одной из
простейших схем, которая обладает рядом недостатков и не нашла
широкого практического применения Одним из основных недостат-
ков является ее низкая экономичность. Это объясняется повышен-
ными потерями в двигателе из-за наличия постоянной составляю-
щей и высших гармоник тока в обмотке, дополнительными потерями
в коммутаторе. На практике применяются различные схемы БМПТ,
выполненные с различными типами двигателей, датчиков положе-
ния и коммутаторов.
3-2. КЛАССИФИКАЦИЯ
В настоящее время предложено много вариантов схем БМПТ,
которые имеют свои достоинства и недостатки. Применение той или
иной схемы может быть рекомендовано в каждом отдельном слу-
чае в зависимости от конкретных требований и условий эксплуата-
' ции. В основу всех схем положен один общий принцип действия —
управление синхронным двигателем при помощи бесконтактного
коммутатора (иногда в литературе называемого «инвертором»),
управляемого сигналами специального бесконтактного датчика.
Для построения БМПТ могут быть использованы различные ти-
пы двигателей, коммутаторов и датчиков. В соответствии с этим
может быть проведена следующая классификация БМПТ.
По типу применяемого синхронного электродвигателя все
БМПГ можно разделить на-
1) магнитоэлектрические, возбуждаемые постоянными магни-
тами;
2) электромагнитные, имеющие обмотку, по которой проходит
ток возбуждения.
Особую группу могли бы составить БМПТ, выполненные на базе
реактивных (параметрических) синхронных двигателей, однако та-
кие БМПТ не имеют преимуществ по сравнению с указанными
выше.
Наибольшее распространение в настоящее время получили
БМПТ первой группы, отличающиеся простотой, эконэмичнозтью и
надежностью в работе БМПТ второй группы отличаются большими
возможностями в части регулирования, однако до настоящего вре-
мени они остаются все еще мало исследованными.
Подобно коллекторным микроэлектродвигателям с электромаг-
нитным возбуждением БМПТ второй группы могут быть построены
с независимым, параллельным, последовательным и смешанным воз-
буждением, что позволяет получить соответствующие рабочие ха-
рактеристики. Возбуждение ротора в электромагнитных БМПТ
должно быть полностью бесконтактным, в связи с чем открываются
перспективы применения в качестве БМПТ индукторных синхронных
двигателей.
По типу применяемого бесконтактного коммутатора БМПТ мож-
но разделить на:
1) БМПТ с электронными коммутаторами;
85
2) ВМПТ с коммутаторами на Магнитных элементах;
3) ЬМПТ с прочими типами коммутаторов (лучевыми, радиа-
ционными и т. д.).
Бесщеточные микроэлектродвигатели первого типа получили
в настоящее время большое распространение, в особенности с ком-
мутаторами, выполненными на полупроводниковых приборах. Это
Объясняется большими успехами в создании надежных и экономич-
ных полупроводниковых переключающих приборов. Полупроводни-
ковые коммутаторы выполняются на транзисторах, тиристорах, маг-
ниточувствнтельных полупроводниковых приборах и т. д.
БМПТ второго типа в настоящее время имеют ограниченное
применение из-за громоздкости и низкой экономичности коммутато-
ров на магнитных элементах.
Рабочие свойства БМПТ и сложность его схемы в большой
степени определяются числом фаз обмотки двигателя, а также фор-
мой фазного напряжения, т. е. способом подключения обмотки к се-
ти постоянного тока.
По числу фаз электродвигателя БМПТ можно разделить на*
а) однофазные, имеющие простейший коммутатор;
б) двухфазные;
в) трехфазные с соединением обмоток в звезду и в треугольник;
г) многофазные с различными способами соединения фаз меж-
ду собой.
Кроме того, каждый из этих типов двигателей может выпол-
няться с фазами, расщепленными на две одинаковые части, питае-
мые однополярными импульсами напряжения, сдвинутыми на
180 эл. град.
Практика проектирования БМПТ показывает, что выполнение
их с числом фаз более трех является нерациональным, так как это
усложняет схему коммутатора, увеличивает их габариты и вес без
существенного улучшения рабочих свойств двигателя.
По форме фазного напряжения БМПТ можно разделить на две
группы-
а) с фазным напряжением в виде однополярных импульсов;
б) с фазным напряжением в виде двухполярных импульсов,
симметричных относительно оси времени.
БМПТ, принадлежащие к указанным группам, могут быть вы-
полнены с любым числом фаз. Следует отметить, что БМПТ с двух-
полярным симметричным фазным напряжением обеспечивают более
высокое использование двигателя и более экономичны.
В табл. 3-1 показаны наиболее распространенные схемы обмо-
ток с нерасщепленными и расщепленными фазами одно-, двух- и
трехфазных БМПТ и формы подводимых к фазам (или полуфазам)
напряжений при применении коммутаторов, приборы которых рабо-
тают в ключевом режиме. Величина угла а определяет собой дли-
тельность импульсов, поддерживающих выходные устройства ком-
мутатора в открытом состоянии.
Выбор той или иной схемы обмотки и ее коммутации опреде-
ляется в каждом конкретном случае. Исследования показывают, что
наиболее экономичными являются БМПТ с симметричной формой
напряжения, представленной в строке 6 таблицы. Существенное
упрощение схемы коммутатора может быть достигнуто выбором схе-
мы обмотки, указанной в строке 6 таблицы с однополярными им-
пульсами напряжения, однако при этом несколько снижаются к. п. д.
двшателя и коэффициент использования его объема.
86
Таблица 3-1
87
Классифицировать БМПТ можно также по типу и конструкции
применяемого датчика положения, выбор которого обычно опреде-
ляется областью применения двигателей и схемой коммутатора Од-
нако тип датчика положения мало влияет на рабочие характери-
стики БМПТ.
пряжения, применяемых в БМПТ,
в С
Рис. 3-5. Трехфазный мостовой
коммутатор, обеспечивающий двух-
полярное фазное напряжение на
обмотке двигателя.
3-3. НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ ТЕОРИИ
Все схемные решения БМПТ сводятся, как указывалось выше,
к обеспечению специального режима работы /n-фазного синхронного
электродвигателя. Форма фазного напряжения, как уже указыва-
лось, зависит от числа фаз обмотки двигателя и от последователь-
ности коммутации. Вследствие ключевого режима работы коммута-
тора фазное напряжение по форме отличается от синусоидального,
являясь прямоугольным или ступенчатым. Несинусоидальность фаз-
ного напряжения, как известно, отрицательно сказывается на неко-
торых рабочих характеристиках синхронного двигателя. Однако
подбором режима коммутатора почти всегда можно добиться ра-
циональной формы фазного напряжения.
Из табл. 3-1 видно, что из всех возможных форм фазного на-
наиболее отвечают этому требо-
ванию симметричные двухпо-
лярные напряжения, представ-
ленные в строках 4—6 табли-
цы. Напряжения такой формы
могут быть получены, если си-
ловые транзисторы коммутато-
ра соединены по схеме трех-
фазного моста, как показано
на рис. 3-5. Здесь Ui, и'и иг,
и'2, из, и'з— управляющие им-
пульсы, сформированные из
сигналов датчика положения
и предназначенные для комму-
тации силовых транзисторов.
Фазы управляющих импульсов
определяются пространствен-
ным расположением чувстви-
тельных элементов датчика по-
ложения •— трансформаторов
(рис. 3-3).
Для примера рассмотрим
случай, когда управляющие им-
пульсы распределены во вре-
мени, как показано на рис. 3-6.
Тогда выходное напряжение
коммутатора, представляющее
собой разности потенциалов
между точками а и b, b и с
с и а (рис. 3-5), будет иметь
вид кривых иаъ, Ubc и иеа, показанных на трех нижних эпюрах
рис. 3-6. При соединении обмотки двигателя в треугольник это на-
пряжение будет фазным. При соединении обмотки двигателя в звез-
ду это напряжение будет линейным и фазное напряжение будет
иметь ступенчатую форму, показанную в строке 5 табл. 3-1. Разло-
83
>кейие таких кривых в гйрМонйчебкий ряд Показывает, что они не
содержат гармоник четных порядков, а также порядков, кратных
трем. Действующее значение первой гармоники составляет примерно
0,955 действующего значения всего напряжения. Поэтому при ана-
лизе рабочих свойств БМПТ с такой формой фазного напряжений
с достаточной для инженерных расчетов точностью можно ограни-
Рис. 3-6. Получение двух полярного симмет-
ричного напряжения в мостовом трехфаз-
ном инверторе.
читься учетом только первой гармоники. Гармоники высших поряд-
ков должны быть учтены при определении потерь в двигателе.
Подведенная к обмотке статора основная волна напряжения 0
при работе машины в основном уравновешивается э. <д. с. Ei, наво-
димой в обмотке результирующим вращающимся магнитным полем
(суммой полей статора и ротора) и падением напряжения на актив-
ном сопротивлении обмоткн 1г. При этом Ei равна геометрической
сумме э. д. с. Ёо, наводимой в обмотке статора потоком полюсов
ротора Фо, э. д. с. Ёо, наводимой в обмотке статора потоком ста-
89
Гора (потоком «реакции якорям) Фа, и э. д. с. EQi наводимой в об-
мотке потоком рассеяния статора Фа:
£0 + £а+ Ё,. (3-5)
С учетом падения напряжения на активном сопротивлении об-
мотки статора подводимое к ней напряжение можно выразить сле-
дующим образом:
й = — Ёо — Ёа - Ё. + /г. (3-6)
Так как поля ротора и статора в общем случае смещены в про-
странстве, для удобства анализа э. д. с. Еа можно разложив на
две составляющие: продольную Ead, совпадающую с вектором Ео,
и поперечную Eaq, перпендикулярную вектору Ео. С учетом такого
разложения уравнение (3-6) примет вид:
О = — Ёо - Ead — Eaq — Eff + /г. [ (3-7)
Ток обмотки статора / также можно разложить на две составляю-
щие: продольную
sin ф
и поперечную
1q = I COS 1|),
где ф— угол между векторами э. д. с. Ео и тока I.
Тогда, как в обычном синхронном двигателе
Ead ~ id-Xad, (3“&)
Eaq — — j/qXaq\ (3-9)
Ё,= -Цхо. (3-10)
где Xad — индуктивное сопротивление фазы, обусловленное продоль-
ной составляющей потока якоря Фой;
xaq — индуктивное сопротивление фазы, обусловленное попереч-
ной составляющей потока якоря Фй9;
х0—индуктивное сопротивление фазы, обусловленное потоком
рассеяния Фа.
С учетом (3-8)—(3-10) уравнение напряжений (3-7) можно за-
писать следующим образом:
U ~ Ео + j 1 d%ad + UqXaq 4" + tГ. (3-11)
В синхронных микроэлектродвигателях с возбуждением от по-
стоянных магнитов с четырьмя или шестью полюсами с достаточной
для практики точностью можно пренебречь разностью магнитной
проводимости по продольной и поперечной осям, т. е. считать, что
машина имеет неявнополюсную конструкцию. В этом случае
X a d == X aq~ X а (3-12)
и уравнение (3-11) можно записать как
й = — Ёо + l^d-Xa 4“ jlqXa 4- ji-Xfy 4" If * (3-13)
90
Этому уравнению соответствует векторная диаграмма, пред-
ставленная на рис. 3-7. Учитывая (3-3) и (3-4), отражающие особен-
ности режима синхронного электродвигателя в БМПТ, можно ска-
зать, что параметры электродвигателя ха, ха и э. д. с., наводимые
в обмотках, зависят от скорости вращения, нагрузки на валу и на-
пряжения сети. Это является также особенностью векторной диа-
граммы БМПТ. Из векторной диаграммы можно получить'
Ur sin 6 — (U cos 8 — £0) x,
Uxc sin в + (U cos e — E„) r
h =-------------2^3--------------’ <3-15>
Лс "Г г
гдеХс ——синхронное индуктивное сопротивление фазы об-
мотки статора двигателя.
Полная мощность, потребляемая двигателем от коммутатора,
может быть определена как
Рис. 3-7. Векторная диа-
грамма двигателя.
S = miU, (3-16)
где
/ = /d+/Д;
U = U cos 8 — jU sin 8.
Тогда потребляемая двигателем
мощность на одну фазу запишется как
Si^U/qcosb + Uld sin 0 +
+ / (Ufd cos 8 — Ulq sin 8).
С учетом (3-14) и (3-15) для ак-
тивной мощности получаем:
UE0 (г cos 6 — хс sin 6)
(3-17)
Если пренебречь потерями в стали статора, то электромагнитная
мощность двигателя может быть получена как разность потребляе-
мой мощности н потерь в меди:
Р$ М e Pi а—^IqEd.
(3-18)
91
Раскрыв выражение (3-18) с учетом (3-15), получим следую-
щее выражение электромагнитной мощности двигателя на одну
фазу.
[(/ (г cos 6 4- хс sin 9) — £ог].
(3-19)
Отсюда легко получить уравнение механической характеристики
БМПТ M=f(<o), где со •— частота основной волны тока в обмотке
двигателя, связанная с угловой скоростью вращения ротора соот-
ношением
со
(3-20)
где р — число пар полюсов двигателя.
Электромагнитный момент равен*
mP«w трРзм
Л7Эм =------= —-------
(Ор со
или с учетом (3-19)
(3-21)
АГэм = cos 0 -|- <оТс sin 9) — СеФоб>г], (3-22)
где £с — индуктивность фазы обмотки двигателя, соответствую-
щая хс;
Се — коэффициент пропорциональности в выражении £о=
= СеФоСО.
В уравнении (3-22) выделена угловая частота со, гак как она
пропорциональна скорости вращения и, следовательно, является ве-
личиной переменной.
Уравнение (3-22) представляет собой механическую характери-
стику БМПТ. Из него легко могут быть получены выражения для
среднего значения пускового момента (при со—0), скорости идеаль-
ного холостого хода (при Мэм=0). Уравнение (3-22) позволяет про-
вести исследование зависимости механической характеристики
БМПТ от величины угла 0 и от индуктивности обмотки статора.
Эти исследования значительно облегчаются, если принять систему
относительных единиц. С этой целью выберем и определим базовые
величины, выделив их индексом «б»:
1. Базовая угловая скорость (Об = /7б/СеФо — угловая скорость
идеального холостого хода при 0=0.
2. Базовое напряжение Uq — действующее значение первой гар-
моники фазного напряжения.
3. Базовое сопротивление 2$~г— активное сопротивление фазы.
4. Базовый ток /б = ^б/^б.
5. Базовая индуктивность £б=Иб/<Об.
6. Базовая мощность
7. Базовый момент
Рб _UsIe _ и1
с©б «б <*>б^б °
92
Разделив правую и левую части уравнения (3-22) на Мб, с уче-
том указанных соотношений между базовыми величинами после пре-
образований получим:
cos 6 -|- QL* sin 6 — 2
£&2 + 1
где и — относительное значение электромагнитного момента;
Й— относительное значение угловой частоты (w/we);
£* — относительное значение индуктивности обмотки.
При 9=0 уравнение (3-23) принимает вид
1-2
11 ~ L& + 1
(3-23)
(3-24)
Выражение (3-24) представляет собой уравнение механ/1ческой
характеристики БМПТ в случае, когда э. д. с Eq находится точно
в противофазе с напряжением Г/, что в коллекторном двигателе со-
Рис. 3-8. Механические характеристики бес-
щеточного электродвигателя при разных
относительных индуктивностях обмотки L*
и неизменном угле 9=0.
ответствует положению щеток на геометрической нейтрали. Уравне-
ние наглядно показывает влияние индуктивности обмогки двига-
теля на форму механической характеристики — индуктивность
обусловливает некоторую нелинейность механической характеристи-
ки. Характерным является то, что нелинейность ее возрастает с уве-
личением скорости вращения и относительной индуктивности.
Если величиной относительной индуктивности пренебречь (ма-
лая мощность двигателя, небольшая скорость вращения и, следо-
вательно, малая частота тока в обмотке), то из (3-24) получим:
—Й. (3-25)
93
В этом случае механическая характеристика БМПТ аналогична
механической характеристике коллекторного двигателя постоянного
тока.
На рис. 3-8 приведено семейство механических характеристик
БМПТ при 9 — 0 и различных значениях I*. На рисунке видны ос-
новные отличия механических характеристик БМПТ от характери-
стик коллекторного двигателя, у которого можно принять £* = 0
В двигательном режиме искажение характеристик незначительно
Оно увеличивается с повышением скорости В тормозных режимах
(рекуперация и противовключение) влияние индуктивности больше,
что приводит к заметному снижению тормозных моментов Таким
образом, при проектировании БМПТ, эксплуатация которых воз-
можна в тормозных режимах, необходимо обеспечивать минималь-
ную относительную индуктивность обмотки.
Некоторое снижение момента, имеющее место в двигательном
режиме при повышенной индуктивности обмотки, может быть ском-
пенсировано выбором угла 0 больше нуля. В этом случае, как сле-
дует из уравнения (3-23), происходит повышение электрома^н пногс
момента при заданной скорости двигателя Изменением угла 0, что
может быть обеспечено изменением ориентации чувствительных эле-
ментов датчика положения относительно осей обмотки двигателя,
можно значительно изменять рабочие характеристики БМПТ.
Приравняв правую часть уравнения (3-23) нулю, можно опре-
делить скорость идеального холостого хода
cos 9
= 1—Z., sin (Г'
Из полученного выражения видно, что при 0 — 0 индуктивность
обмотки не влияет на скорость холостого хода Однако эго влияние
имеет место при 0>О. Так, при
1
0 = arcsin т— (3-27)
скорость идеального холостого хода стремится к бесконечности. Та-
ким образом, в БМПТ при определенном соотношении параметров
оказывается возможным получить механическую характеристику, по
форме напоминающую механическую характеристику сериесного
двигателя.
При L* = 0 уравнение (3-23) принимает вид-
g=cos0—Й, (3-28)
что свидетельствует о смещении механической характеристики при
изменении угла 0.
Таким образом, рабочие свойства БМПТ сильно зависят от со-
отношения параметров обмотки статора и величины угла 0. Харак-
теристики, аналогичные характеристикам коллекторного двшателя,
могут быть получены в БМПТ только в случае, если обеспечена
минимально возможная относительная индуктивность обмотки Это
может быть достигнуто уменьшением магнитной проводимости по
путям потоков рассеяния обмотки и потока якоря Так, применение
постоянного магнита с малой магнитной проницаемостью позволяет
значительно снизить проводимость пути потока якоря.
Снижение мощности двигателя также приводит к уменьшению
относительной индуктивности обмоток. Поэтому маломощные
94
БМПТ, выполненные на базе магнитоэлектрических синхронных
микроэлектродвигателей, в двигательном режиме имеют рабочие
характеристики, сходные с рабочими характеристиками колтсктор-
ных микроэлектродвигателей постоянного тока.
3-4. ДАТЧИК ПОЛОЖЕНИЯ И КОММУТАТОР БЕСЩЕТОЧНЫХ
МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ ПОСТОЯННОГО ТОКА СЕРИИ МБ
Бесщеточные микроэлектродвигатели постоянного тока серии
МБ выполнены на базе трехфазных синхронных двигателей с воз-
буждением от постоянных магнитов Трехфазный коммутатор обес-
печивает питание обмотки двухполярным напряжением ступенчатой
формы, не содержащим четных
ков, кратным трем. Двигатели
имеют хорошие пусковые и
энергетические характеристики.
В двигателях серии МБ
применен датчик положения
ротора трансформаторного ти-
па. Схематически он показан
на рис. 3-9. Статор датчика
представляет собой сердечник
А, набранный из листов элек-
тротехнической стали; он имеет
12 явно выраженных полюсов
На каждом полюсе расположе-
на катушка, выполненная тон-
ким обмоточным проводом. Ка-
тушки, расположенные на не-
четных полюсных выступах, со-
единены последовательно, как
показано на рисунке, и пред-
ставляют собой первичную об-
гармоник, а также гармоник поряд-
Рис. 3-9. Принципиальная схема
трансформаторного датчика поло-
жения ротора бесщеточных элек-
тродвигателей типа МБ.
мотку датчика с зажимами
d—d'. Катунин, расположен-
ные на четных полюсных вы-
ступах, соединены попарно, как
показано на рисунке, и пред-
ставляют собой трехфазную
вторичную обмотку датчика,
вторичной
Таким образом, каждая фаза
обмотки датчика состоит из двух катушек, располо-
женных на полюсных выступах, сдвинутых на 180 эл. град., и имеет
два вывода от крайних точек и один вывод от средней точки (на
рисунке выводы обозначены а—а'—х, b—b'—у, с—с'—г).
Ротор В имеет сегмент, набранный из листов электротехниче-
ской стали, перекрывающий по окружности 180 эл. град (на рисунке
заштрихован). Такая конструкция ротора обеспечивает зависимость
взаимной индуктивности между первичной обмоткой и катушками
вторичной обмотки от положения ротора.
К зажимам d—df первичной обмотки подводится переменное
напряжение с частотой 5—30 кгц от вспомогательного маломощного
преобразователя напряжения, размещенного в одном блоке с ком-
мутатором. Амплитуды э д. с., индуктируемых в катушках вторич-
ной обмотки, зависят от положения ротора датчика При вращении
95
potopa э д с в катушках вторичйых обмоток модулируются nd
амплитуде с частотой вращения Так, при положении ротора, по
казанном на рис 3 9, э д с между зажимами а—а' в фазе а—
а'—х будет минимальной, а между зажимами а"—х — макси
мальвой Поворот ротора на 180 эл град приведет к тому, что
э д с между зажимами а—а' станет максимальной, а между за
жимам! а'—х — минимальной и т д Таким образом, огибающие
э д с в катушках, принадлежащих одной фазе вторичной обмот
ки, оказываются сдвинутыми на 180° Огибающие э д с, индук-
тируемых в разных фазах вторичной обмотки, сдвинуты между со-
Рис 3 10 П[ инцвпиальная схема бесщеточного электродвигателя
типа МБ
бой на угол 120° Промодулированная таким образом э д с вто-
ричной обмотки несет в себе информацию о положении ротора
датчика в любой момент времени Если огибающую э д с выде-
лить, то она может быть использована для управления коммутато
ром
Транзисторный коммутатор, применяемый в микроэлектродвига-
телях типа МБ, схематически показан на рис 3 10 Коммутация об
мотки двигателя 1 осуществляется шестью транзисторами, собран-
ными по схеме трехфазного моста 2 Управление транзисторами
моста осуществляется прямоугольными импульсами с минимальной
длительностью переднего и заднего фронтов Так как огибающая
э д с во вторичных обмотках датчика по форме отлична от пря-
моугольника и имеет значительную длительность переднего и зад-
него фронтов, то сигнал, снимаемый с датчика, не может непосред-
ственно использоваться для управления силовыми транзисторами.
Поэтому в коммутаторе применены формирующие каскады 3—5,
96
Они идентичны по схеме и поэтому на рис 3 10 показана принци
пиальпая схема только одного формирователя 3 Каскады 4 и 5
условно обозначены прямоугольниками
Основными элементами формирующего каскада являются де
тектор, выполненный на диодах Д1 и Дг, двухтактный симметричный
усилитель ограничитель, выполненный на транзисторах ПП^ и ПП2,
и предварительные усилители мощности сигнала, выполненные на
транзисторах ПП3 и ПГК
Рассмотрим работу одного канала коммутатора, осуществляю
щего коммутацию фазы В двигателя
Промоделированная по амплитуде в соответствии с мгиовенны
ми поюжениями ротора датчика э д с снимается с зажимов
b—Ь'—у датчика положения (на рис 3 10 датчик положения 6 по
казан схематично), выпрямляется детектором и Д2 и выделя
егся на резисторах R и в виде падении напряжения Так как
э д с в катушках одной фазы датчика находятся в противофазе,
то в протизофазе будут и напряжения на этих резисторах Напря
жеиия с резисторов R и R подаются на вход усилителя ограничи
теля, который благодаря наличию обратных связей До с и /?0 с фор
мирует из этих напряжений прямоугольные импульсы После пред
варительного усиления в ПП3 и ПП^ импульсы подаются на базы
силовых транзисторов ПП$ и ПП& Транзисторы ПП5 и /7/7б, пооче
редно открываясь, подключают к началу фазы В двигателя поло-
жительный или отрицательный потенциал сети постоянного юка
Точно так же сигналами фазы а—а'—х датчика осуществля
ется коммутация транзисторов ППч и ПП3 и сигналами фазы
с—cf—z — транзисторов ПП3 и П/7ю Так как сигналы в фазах
датчика сдвинуты на 120°, то и фазы потенциалов на началах фаз
обмотки двигателя тоже сдвинуты на 120° Таким образом, к об
мотке двигателя подводится знакопеременное симметричное трех-
фазное напряжение
При проектировании и расчете коммутатора особое внимание
уделено вопросу минимальной мощности, рассеиваемой в силовых
транзисторах и формировательчых каскадах схемы С этой целью
в схеме осуществлено надежное насыщение и принудительное запи
рание силовых транзисторов в статическом режиме и форсирован
ное включение и выключение в режиме коммутации Такое управ-
ление достигается применением дополнительных источников U3i
напряжение которых находится в пределах 2—3 в Кроме того,
с целью упрощения схемы формирователя питание усилителей огра-
ничителей также осуществляется от дополнительных источников
Дополнительные источники получены в виде выпрямленных напря
жений от маломощного преобразователя напряжения, выполненного
в одном блоке с коммутатором От этого же преобразователя осу
ществляется питание первичной обмотки датчика положения
3-5. ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ БЕСЩЕТОЧНЫХ
МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ СЕРИИ МБ
Бесщеточные микроэлектродвигатели постоянного тока серии
МБ выполняются таким образом что полупроводниковый коммута-
тор конструктивно отделен от электродвигателя Датчик положения
встроен в электродвигатель. Соединение между электродвигателем
и датчиком положения, с одной стороны, и коммутатором — с дру-
гой осуществляется с помощью многоштырьковых малогабаритных
7—1467 97
разъемов тибким кабелем Длина кабеля Может быть зыбрайй
в определенных пределах в зависимости от условий монтажа дви-
гателя и коммутатора в объекте
Конструктивное разъединение электродвигателя и коммута-
тора позволяет применить цвигатель в более тяжелых условиях
(окружающая среда, механические воздействия и т. д), чем усло-
вия, в которых допускается эксплуатация элементов коммутатора
В этих случаях уделяется особое внимание выбору изоляции, под-
шипников, а также активных и конструктивных материалов, приме-
няемых в двигателе и датчике Кроме того, раздельное изготовле-
ние электродвигателя и полупроводникового коммутатора способ-
ствует более рациональному размещению их в приборе В табл 3 2
приведены номинальные данные бесщеточных микроэлектро двига-
телей серии МБ Двигатели охватывают мощности от 0,8 до 50 вт
и имеют скорости вращения от 2 000 до 12 500 об/мин Две цифры,
следующие за обозначением типа изделия, условно обозначают
диаметр и длину постояннго магнита, расположенного на роторе
Таблица 32
Группа Тип бесщеточного микроэлектродви- гателя С7Н, в Номи- нальный момент на валу, Г-см Номинальная скорость враще- ния, об/мин Потреб ляемый ток, а
МБ-11 Н2-01 27 40 2 003+1,5% 0J
МБ-12-Н2-01 27 100 2 000 ±1,5% 0,19
I МБ 2I-H2-01 27 200 2 000+1,5% 0,34
МБ-22 Н2 01 27 400 2 000 ±1,5% 0,65
МБ-И Н1 08 27 150 9 000 и
МБ-Н-НЗ-01 27 30 5 000 0,14
МБ 12-Ф1-06 14 40 4 50) 0,23
и МБ-12-Ф1-08 14 83 8 000 0,95
МБ-21-Н1-02 29 120 4 500 0,35
МБ-41-Н1-01 27 1 000 2 000 1,8
МБ-41 Hi-02 27 I 200 4 00) 3,1
МБ 21-15 27 165 3 003 0,45
МБ-21 16 27 250 3 000 0,55
МБ-21-19 27 1 Ю 12 500 0,85
III МБ 22-23 27 170 6 000 0,8
МБ-21 25 25 80 4 500 0,29
МБ-11-26 27 40 3 000 0,1
МБ 31 27 27 400 12 000 2,4
Далее следует обозначение исполнения двигателя Н — нор-
мальное исполнение с креплением за корпус; Ф — с фланцем на пе-
реднем подшипниковом щите Затем следует цифра, определяющая
некоторые основные рабочие свойства 1—двигатель общего при-
менения нереверсивный, 2 — двигатель со стабилизированной ско-
ростью вращения; 3 — двигатель реверсивный, предусматривающий
плавное регулирование скорости в больших пределах
Последние две цифры условно указывают номинальное напря-
жение и скорость вращения вала. В обозначениях двигателей
третьей группы цифры, стоящие за обозначением объема постоян-
ного магнита, условно обозначают конструктивное выполнение и
рабочие характеристики машины. Двигатели четырехполюсные Для
возбуждения в них применены постоянные магниты в виде четы-
98
рехполюсных звездочек, выполненные из материала ЮНДК 35Т5
/ГОСТ 9575 60)
Двигатели первой группы имеют стабилизированную скорость
вращения Точность стабилизации скорости при колебаниях иапря
жеиия сети в пределах ±10% от номинального значения и измене
иии нагрузки на валу от нуля до 1,2 номинального момента нахо
дится в пределах ±1,5% от номинального значения, указанногс
в табл 3-2 Стабилизация скорости осуществляется путем импульс
кого регулирования действующего напряжения на обмотке двига
теля С этой целью в коммутаторе применен широтно импульсный
модулятор Контроль скорости вращения осуществляется с помощью
синхронного тахогенератора, встроенного в двигатель Конструкция
тахогенератора не отличается от конструкции тахогенератора, при
меняемого в двигателях ДПМ и ДПР с электронной стабилизацией
скорости Напряжение на обмотке тахогенератора при номинальной
скорости вращения равно 6 в Двигатели достаточно экономичны и
могут обеспечивать большой срок службы (до 10 000 ч) при значи-
тельных колебаниях температуры
На рис 3-11 приведены механические характеристики электро-
двигателей МБ-11-Н2-01 и МБ-12-Н2-01 Пунктирной линией показа-
но продолжение механиче-
ских характеристик при от
сутствии стабилизации Из
рисунка видно, что электро-
двигатели обладают хоро-
шими пусковыми свойства-
ми, а также имеют доста-
точную перегрузочную спо-
собность
Машины, относящиеся
ко второй и третьей груп-
пам (табл 3-2), предназна-
чены для работы в специ-
альных условиях, имеют
различные рабочие характе-
ристики и конструктивные
исполнения
Рабочие характеристи-
ки микроэлектродвигателя
МБ-11-Н1-08 соответствуют
рабочим характеристикам
коллектора _>го микроэлек-
гродвигателя ДПМ-35. Дви-
Рис. 3-11 Механические характери-
стики электродвигателей МБ-11-Н2-01
и МБ-12-Н2-01.
гатель предназначен для применения в тех случаях, когда к элек-
троприводу предъявляются требования повышенного срока службы,
пониженного уровня радиопомех, бесконтактности и т. д По габа-
ри гн о-устаиов очным размерам он приближается к двигателю
ДПМ-35.
Двигатель имеет падающую механическую характеристику, ко-
торая практически линейна в двигательном режиме При работе иа
холостом ходу он развивает скорость около 12 000 об]мин. Скорость
двигателя может плавно меняться в некоторых пределах, если ме-
нять напряжение сети. При этом механическая характеристика
в двигательном режиме будет перемещаться вверх или вниз соот-
ветственно изменению напряжения, оставаясь практически парал-
7* 99
дусматривает регулирование
при неизменном моменте на
лельной исходной Допустимые пределы регулирования напряжения
ограничиваются работоспособностью коммутатора верхний предел
(50 в) ограничен допустимым максимальным напряжением для тран-
зисторов, а нижний — снижением экономичности транзисторного
коммутатора Механические характеристики двигателей МБ-12 Ф1-06
МБ-12-Ф1-08, МБ-21-Н1-02, а также двигателей МБ-21 16—МБ-31 27
(табл 3 2) имеют такие же свойства
Двигатель МБ 11 ФЗ 01 предназначен для работы в устройствах,
где к двигателю предъявляются требования реверсивности и плав
ного регулирования скорости в широких пределах Двигатель пре-
ости в пределах 25—5 000 об/мин
При этом потребление мощности
не выходит за пределы, указан-
ные в габл 3 2 Регулирование и
реверсирование двигателя осуще-
ствляются в соответствии с мало
мощным сигналом в виде изме-
няющегося по величине постоян-
ного напряжения, подводимого к
специальным выводам коммутато-
ра Для реверсирования двигате-
ля достаточно изменить поляр-
ность управляющего напряжения
Нижний предел скорости двигате-
ля ограничивается тем, что при
этом начинает очень сильно про-
являться дискретность вращения
поля статора, что приводит к зна-
чительной неравномерности скоро-
сти вращения вала
Двигатели МБ 41-Н1 01 и
МБ 41-Н1-02 предназначены для
привода механизмов длительно
работающих в условиях вакуума
С этой целью в двигателях применены специальные активные, изо-
ляционные и конструктивные материалы, а также уделено особое
внимание конструкции подшипниковых узлов При работе в вакууме
двигатели допускают колебания температуры корпуса в значитель-
ных пределах Механическая характеристика в двигательном режиме
практически линейная при колебаниях нагрузки в пределах (0,5 —
2,0)Мн (Мн — номинальный момент, указанный в табл 3 2) При
сбросе нагрузки до нуля и переходе в режим рекуперативного тор-
можения механическая характеристика отклоняется вверх, что объ-
ясняется наличием заметной относительной индуктивности обмотки
Механические характеристики двюателей МБ-41-Н1-01 и
МБ-41 Н1-02 при включении их на номинальное напряжение при-
ведены на рис 3-12
Электродвигатель МБ 21-15 предназначен для привода меха-
низмов, работающих в средах типа органических растворителей
(толуол, бензин и т д) Статоры двигателя и датчика отделены от
ротора тонкостенным немагнитным стаканом Этим достигается за-
щита изоляции от соприкосновения с агрессивной средой Ротор
вместе с подшипниками соприкасается с этой средой, благодаря
чему может быть обеспечено непосредственное соединение вала
двигателя с нагрузкой Двигатель имеет падающую, практически
100
Рис 3 12 Механические харак-
теристики электродвигателей
МБ 41-Н1 02 и МБ-41-Н1-01
прямолинейную механическую характеристику и сравнительно вы-
сокий кпд Регулировочные свойства его такие же, как у двига-
теля МБ-11 Н1 08
На рис 3 13 показан внешний вид бесщеточного микроэлектро-
двигателя МБ 12-Ф1 08
В табл 3-3 приведены габаритные размеры микроэлектродви
гателей типа МБ, а также указан объем транзисторного комму-
татора
Рис 3-13 Внешний вид бесщеточного микроэлектродвига-
теля МБ 12 Ф1-08 с транзисторным коммутатором
При применении бесщеточных микроэлектродвигателей постоян-
ного тока необходимо помнить, что наличие бесконтактного комму-
татора приводит к более высокой стоимости электродвигателя
в сравнении с коллекторным двигателем Поэтому они могут быть
рекомендованы только в случаях, когда применение других типов
электродвигателей недопустимо или связано с различного рода за-
труднениями Бесщеточные микроэлектродвигатели постоянного тока
сочетают в себе бесконтактность с высокими техническими и энер-
Та’б ли ц а 3-3
Тип бесщеточного микроэлектро- двигателя Габаритные размеры двигателя, мм £Объем коммута $тора, см3 Тип ^бесщеточного умикроэлектро- двнгателя Габаритные размеры двигателя» мм Объем коммута- тора, см3
МБ-Il Н2 01 0 35X78 400 МБ-41 Н1 01 0 70X87 800
МБ-12Н2-01 0 35X81,5 4Р0 МБ-41-Н1-02 0 70ХК7 000
МБ-21 Н2 01 0 40X9 5 400 МБ-12 Ф1 08 0 42X78 500
МБ-22-Н2 01 0 40X105,5 500 МБ-12 Ф1-06 0 42X78 400
МБ-I 1-Н1-08 0 35 X70,5 600 МБ-И Н3 01 0 35X80 700
МБ-21-Н1-02 0 45,5x62 500
101
гетическими показателями: хорошие пусковые и регулировочные
характеристики, высокий к. п д. и пр. Они имеют большой срок
службы и легко могут быть выполнены для длительной и надеж-
ной работы в различных неблагоприятных условиях (вакуум, зна-
чительные колебания температуры, жидкие среды и т. д).
Раздел четвертый
▲СИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
4-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Асинхронные двигатели благодаря таким свойствам, как про-
стота и надежность, получили самое широкое распространение для
привода различных механизмов в схемах автоматики и составляют
более 90% электродвигателей, выпускаемых электротехнической про-
мышленностью.
Расширение областей применения электропривода потребовало
создания электродвигателей, работоспособных в широких интерва-
лах температур, при воздействии повышенной влажности, в усло-
виях вибраций и ударов, перепадов атмосферного давления, коле-
бания напряжения питания и др В последнее время разработан
ряд серий асинхронных двигателей в диапазоне мощностей от 1 до
600 вт, предназначенных для работы в таких условиях Все эти
воздействия оказывают влияние на рабочие свойства электродви-
гателей и должны учитываться как при их проектировании, так и
при применении. В связи с этим, хотя теория асинхронных двига-
телей изложена во многих работах [Л 4-1 и 4-131, кратко рассмот-
рим принцип действия, устройство и основные свойства асинхрон-
ных двигателей с короткозамкнутым ротором.
4-2. ОСНОВЫ ТЕОРИИ
Принцип действия асинхронного двигателя заключается в сле-
дующем. Если во вращающееся магнитное поле поместить коротко-
замкнутую обмотку, в ней будут протекать токи под действием э. д. с.,
наводимой в проводниках пересекающим их магнитным полем. Эти
токи также создадут вращающееся магнитное поле, в результате
сложения которого с первоначальным полем образуется результи-
рующее магнитное поле двигателя. От взаимодействия токов, проте-
кающих по обмотке, с магнитным полем возникает вращающий мо-
мент, направленный в ту же сторону, что и поле.
Асинхронный двигатель обычно состоит из двух основных ча-
стей: неподвижного статора с обмотками, предназначенными для
создания вращающегося магнитного поля, и вращающегося ротора,
на котором располагается короткозамкнутая обмотка.
Статор и ротор выполняются в виде пакетов, набранных из от-
дельных штампованных листов электротехнической стали, изолиро-
ванных друг от друга с целью уменьшения потерь от вихревых
токов. Листы статора и ротора имеют пазы для размещения об-
моток. Асинхронный двигатель серии УАД в разобранном виде
представлен на рис. 4-1, листы стали — на рис. 4-2.
102
Скорость вращения магнитного Поля двигателя и пространстве
называется синхронной скоростью пс, которая зависит от частоты
fi переменного тока, протекающего по обмотке статора, и числа пар
полюсов р этой обмотки. Число пар полюсов определяется схемой
соединения проводников обмотки статора и может быть равно 1,
2, 3 и т. д., в соответствии с чем двигатель называется двухполюс-
ным (2р=2; р=1—одна пара полюсов), четырехполюсным, шести-
полюсным и т. д.
Рис. 4-1. Асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором
УАД-42 в разобранном виде.
Частота, число пар полюсов и скорость вращения поля, если
Пс выражать в оборотах в секунду, a f— в герцах, связаны сле-
дующим соотношением:
Пс=4’ С4’’)
Л
откуда
Л=рпс
или, если пс в об/мин,
60/1 РПе
Пс~ р и <1 ~ 60 ’
(4-2)
(4-3)
Максимальная скорость вращения поля, которая может быть
получена в асинхронном двигателе при питании от сети промышлен-
ной частоты 50 гц (при числе пар полюсов р=1), равна:
60Л 60-50 о ,
пс = —— = ООО об/мин.
(4-4)
Скорость вращения ротора асинхронного двигателя п всегда
меньше скорости вращения поля лс, так как при равенстве этих
скоростей магнитное поле было бы неподвижно по отношению к ро-
тору и в его обмотке не наводились бы токи, создающие при вза-
имодействии с полем вращающий момент. Разность скоростей вра-
щения поля и ротора является скоростью, с которой проводники
обмотки ротора пересекают магнитное поле, и называется скоро-
стью скольжения
Лл=Пс—я (4-5)
103
Отношение скорости скольжения к скорости поля называется
скольжением
ns пс — п п
Лс /1с
(4-6)
и выражается в относительных единицах или в процентах.
Основные свойства асинхронных двигателей определяются элек-
тромагнитными процессами в роторе при его вращении в магнитном
поле Рассмотрим эти процессы.
Частота э. д. с. и токов, наводимых в роторе, пропорциональна
скорости скольжения и равна:
f „ РП& — Р ~ — РП<> — П
'2“ 60 60 60 Пс ~'lS’ (4‘7)
При неподвижном роторе, когда п = 0 и s=l, и результи-
рующий магнитный поток Ф [вб] наводит в обмотке ротора э. д. с.
E2=4,44fittJ2O [в],
где W2 — эффективное число витков фазы обмотки ротора.
(4-8)
Рис. 4-2. Листы статора и ротора элек-
тродвигателя серии УАД четвертого га-
барита.
При вращении ротора наводится э. д. с
£28=4,44/’2^2Ф [в]. (4-9)
Учитывая, что f2=fiS, получаем:
E,2s = 4,44fite^s=E2S [в]. (4-10)
Е23 равна Е2 при неподвижном роторе (n=0, s=l) и уменьша-
ется с увеличением скорости вращения ротора.
Параметрами обмотки ротора являются активное г2 и индук-
тивное х2 сопротивления.
104
Как известно, индуктивное сопротивление пропорционально ин-
дуктивности L и частоте, поэтому при неподвижном роторе
x2=2jtfiL, (4-И)
а при вращении ротора
X2s=2nf2L=2nfisL — x2s. (4-12)
Активное сопротивление т2, если не учитывать эффект вытесне-
ния тока, от частоты, а следовательно, и от скольжения не за-
висит.
Ток, протекающий по обмотке роюра под действием э д. с.
E2s, равен:
и
где ф2 — угол сдвига между э. д. с Е28 и током /2.
Электромагнитный момент Л4, возникающий в результате взаи-
модействия потока Ф и тока ротора /2, пропорционален величине
потока Ф и активной составляющей тока /2cos^2. При приближен-
ном качественном рассмотрении асинхронного двигателя можно не
учитывать влияние падения напряжения в обмотке статора и счи-
тать магнитный поток постоянным. Тогда
(4-15)
Уравнение момента может быть выражено также в зависимости
от величины магнитного потока Ф:
(4-16)
где т2 — число фаз обмотки ротора.
Уравнения (4-15) и (4-16) позволяют проанализировать меха-
ническую характеристику асинхронного двигателя, т. е. зависимость
вращающего момента М от сколь-
жения s или скорости п.
Семейство механических ха-
рактеристик при различных сопро-
тивлениях обмотки ротора приве-
дено на рис. 4-3. Их анализ по-
казывает, что при х=0, т. е. ко-
гда скорости вращения ротора и
магнитного поля равны, электро-
магнитный момент равен нулю
С увеличением скольжения, т- е.
с уменьшением скорости враще-
ния ротора, которое происходит
при увеличении нагрузки -на валу,
электромагнитный момент растет,
достигает максимума при опреде-
ленном скольжении s'k, называе-
Рпс. 4-3. Механические харак-
теристики асинхронного двига-
теля при различных сопротив-
лениях обмотки ротора
r,21<^r/22<^r/23<^/Z 24*
105
мом критическим, и затем падает. Момент при скольжении $= 1,
т. е. л=0, называется пусковым
Выражение для $к можно найти, продифференцировав выраже-
ние (4-15) nos и приравняв производную нулю:
5к=—. (4-17)
Подставив это значение $к в уравнение (4-15), получим выражение,
пропорциональное максимальному моменту:
Е2
мт= 2^, (4-18)
из которого следует, что величина максимального момента ие за-
висит от активного сопротивления обмотки ротора.
Выражение (4-17) показывает, что критическое скольжение sK
пропорционально активному сопротивлению ротора г2, т. е. при его
увеличении максимум механической характеристики смещается в сто-
рону больших скольжений, при этом жесткость механической харак-
теристики уменьшается, а пусковой момент до некоторых пределов
растет, при Мп—Мт становится максимальным, а при дальнейшем
увеличении г2 падает, что видно также из рис. 4-3.
Полное уравнение момента, учитывающее параметры статора
(активное п и индуктивное Xi сопротивления), полное сопротивле-
ние взаимной индукции zm и напряжение питания, имеет вид:
М =
9 ^2
о
/?г\2
(4-19)
где mi — число фаз обмотки статора;
1/1 — фазное напряжение, в;
2
А
Zm
2
/?2 = г/2|<51|2;
Х2 = хЛ21 |2;
Zi=ri+jxrt
Zm=fт jXm>
.• I / (П + rw)2 + (Xi + xw)2 .
M~V i + i
и х'г — активное и индуктивное сопротивления обмотки ротора,
приведенные к обмотке статора.
Получаемые из анализа уравнения (4-19) выражения критиче-
ского скольжения sK и максимального момента Мт отличаются от
(4-17) и (4-18), полученных из формулы (4-15), так как содержат
параметры /?2 и Х2 вместо г2 и х2 и, кроме того, Ri и однако
это не меняет качественного анализа механической характеристика,
основанного иа выражения (4-15).
106
Вид механической характеристики определяет зону устойчивой
работы и регулировочные свойства асинхронного двигателя. Асин-
хронный двигатель работает устойчиво в пределах скольжений от
s=0 до s=sK, где возможное уменьшение или увеличение скорости
приводит соответственно к увеличению или уменьшению вращающего
момента двигателя, что при неизменном моменте нагрузки иа валу
приведет к восстановлению первоначальной скорости вращения.
В зоне от s—Sk до соотношение обратное, что соответствует
неустойчивой работе. Поэтому асинхронные исполнительные электро-
двигатели, предназначенные для работы с регулированием скорости,
выполняются с ротором повышенного сопротивления ($к> 1) для
расширения зоны устойчивой рыботы от 5=0 до s=l.
Асинхронный двигатель обычно рассчитывается для работы
в определенном режиме. Рабочая точка механической характери-
стики должна находиться в зоне устойчивой работы и характеризу-
ется номинальным моментом нагрузки Л1Н и номинальной скоростью
вращения лн или скольжением sH. Механическая мощность двига-
теля на валу вычисляется по формуле
Р2=1,028Мл -10-5 [вт], (4-20)
где М — в Г • см; п — в аб)мин.
Зависимости потребляемого двигателем тока Л, скорости вра-
щения п или скольжения $, момента Л1, к. п. д. т), коэффициента
мощности cos ф от мощности на валу Р2 называются рабочими ха-
рактеристиками. Для микродвигателей удобнее пользоваться зави-
симостями Zi, л, s, т), cos ф, Р2 от момента нагрузки иа валу М.
Величины cos ф и ц рассчитываются но формулам:
cos ? = тДГ’ <4’21)
где Pi — потребляемая мощность, вт;
Ut — фазное напряжение, в;
— ток фазы, а;
Р2
V = Jjp (4-22)
При выборе асинхронного двигателя и оценке его пригодности
для какого-либо привода важное, а часто и решающее знг дение
имеют пусковые свойства, характеризуемые пусковым током /п и
пусковым моментом Мп или, чаще, их отношением к номинальным
току и моменту /п//ц и Л4П/Л4Н, а также перегрузочная способность
двигателя М m /Ма.
Выражение (4-19) позволяет проанализировать изменение меха-
нической характеристики асинхронного электродвигателя в зависи-
мости от напряжения питания, а также от изменения активных со-
противлений обмоток статора и ротора при колебаниях их темпера-
туры. Из уравнения (4-19) видно, что при постоянной скорости вра-
щения (s= const) вращающий момент асинхронного двигателя про-
порционален второй степени питающею напряжения. На рис. 4-4
приведено семейство механических характеристик при колебаниях
напряжения иа ±10% от номинальной величины.
Из уравнения (4-19) и рис. 4-4 следует, что при увеличении на-
пряжения скорость при постоянном моменте нагрузки, а также ма-
ксимальный и пусковой моменты возрастают, при понижении на-
107
пряжения — падают, причем величины Мт и Л4П пропорциональны
квадрату напряжения Изменение скорости вращения Ди при опре-
деленной нагрузке может быть пайдено 1рафически путем построе
ния семейства механических характеристик аналогично приведенным
на рис 4 4
На рис 4 5 и рис 4 6 представлены механические характери
стики асинхронного электродвигателя при различных температурах
окружающей среды для различных соотношений параметров обмо
Рис. 4-5. Механические характе-
ристики асинхронного двигателя
Рис 4-4 Механические характе
ристики асинхронного двигателя
при колебаниях напряжения пита
ния на ±10%
/-U-0 9C/H
3- и=\ 1(7
J1
при различных
Xj %- OiX'2
П + ^1Г'2
температурах
ток Их вид может быть объяснен следующим При повышении
температуры активные сопротивления обмоток статора /д и рото-
ра Г2 увеличиваются, из за чего максимальный момент уменьшается,
однако при этом из-за увеличения
Рис. 4-6. Механические характери-
стики асинхронного двигателя при
различных температурах.
1 > ^2 ^3*
Г2, как видно из выражения
(4 17), увеличивается крити
ческое скольжение и может, в
зависимости от соотношения
параметров, увеличиваться или
уменьшаться пусковой момент
По данным [Л 8] при
Xi + OiX'2
Г1 + О1ГА2
(4-23)
происходит увеличение пуско-
вого момента при повышении
температуры (рис 4 5), при
Xj -|- OjX72
Г 1 +
Xi %- с^Х/
1 (4-24)
г! +
— уменьшение (рис 4 6)
Скорость вращения ротора при постоянной нагрузке падает при
увеличении температуры и повышается при ее понижении
В § 4-4 приведены данные об изменении скорости вращения при
108
номинальной нагрузке асинхронных электродвигателей серии УАД
в зависимости от колебании напряжения питания и температуры
при их совместном влиянии
4-3. ОДНОФАЗНЫЕ КОНДЕНСАТОРНЫЕ ДВИГАТЕЛИ
Все изложенное в § 4-2 относится к асинхронному двигателю
с круговым вращающимся магнитным полем, которое создается при
соблю ;еН11и определенного пространственного расположения обмоток
статора и временного сдвига по фазе протекающих по обмоткам
токов, как, например, в двухфазной системе (питание двух обмо-
ток, расположенных в пространстве под углом 90 эл град друг
к другу, синусоидальными токами, сдвинутыми во времени на 90э)
или в наиболее широко распространенной трехфазнои системе (про-
странственный сдвиг обмоток 120 эг град и временной сдвиг пи-
тающих их токов на 120°)
Асинхронные микродвигатели мощностью то 600 вт чаще всего
питаются от однофазной сети Обмотки, питаемые однофазным то-
ком, могут создавать только пульсирующие поля Для получения
вращающихся магнитных полей приходится применять различные
методы, обеспечивающие сдвиг по фазе или токов обмоток, или не
Рис 4 7 Вращающие моменты Рис 4 8 Вращающие моменты
однофазного двигателя с пуль однофазного двигателя с эллиптп-
сирующим полем ческим полем
посредственно магнитных потоков, при сложении дающих вращаю-
щееся поле Причем круговое поле можег быть получено только при
опредепенных условиях, а в общем случае образуется эллиптиче-
ское поле, которое, вращаясь в пространстве, изменяется по вели-
чине в пределах одного оборота При этом в пределах оборота
изменяется и угловая скорость поля, тогда как при круговом поле
угловая скорость и величина поля постоянны
Пульсирующее магнитное поле может быть представлено в ви-
де двух круговых полей одинаковой амплитуды, вращающихся
в разные стороны Поле, вращающееся в том же направлении, что и
ротор, обычно называют прямым, друюе — обратным Взаимодей-
ствуя с ротором, каждое из них создает вращающий момент За-
висимость момента вращения, создаваемого каждым полем, от
скольжения аналогична такой же зависимости двигателя с круговым
полем, например, трехфазного (рис 4 3)
На рис 4 7 представлены зависимости моментов вращения от
прямого Mt и обратного М2 полей, а также результирующего мо-
109
мента М от скольжения. При этом учтено, что если скольжение рд-
гора относительно прямого поля snp равно нулю, его скольжение
относительно обратного поля soep равно двум, и наоборот. В общем
случае s06P~2—snp. Моменты от прямого и обратного полей при
любом скольжении направлены навстречу друг другу, и кривая ре-
зультирующего момента, равного их сумме, получается путем алге-
браического сложения моментов Mi и Л12. Из рис. 4-7 видно, что при
пульсирующем поле двигатель не имеет пускового момента, так как
при неподвижном роторе его скольжения 5пр и $ОбР> а следователь-
но, и моменты от прямого и обратного полей равны (ЛК—М2) и
результирующий момент равен нулю.
Эллиптическое поле, так же как и пульсирующее, может быть
представлено в виде двух круговых — прямого и обратного — вра-
щающихся в противоположных направлениях полей с различными
амплитудами. Механическая характеристика асинхронного двигателя
с эллиптическим полем приведена на рнс. 4-8. Прямое поле создает
положительный вращающий момент Mi, обратное поле — тормоз-
ной Л12, направленный в противоположную сторону, но меньший
по величине. Вид кривой результирующего момента М показывает,
что при всех скоростях от нуля до скорости, близкой к синхрон-
ной, двигатель развивает положительный вращающий момент, т. е.
обладает и пусковым моментом.
Эллиптическое поле в двигателе получают путем создания
магнитных потоков, сдвинутых в пространстве и во времени отно-
сительно друг друга. Сдвиг производится или непосредственным
воздействием на магнитный поток с помощью экранирующих витков
или неравномерной магнитной проводимости, или же питанием
обмоток, сдвинутых в пространстве, токами со сдвигом по фазе во
времени. В качестве фазосдвнгающих элементов могут применяться
емкостные, активные или индуктивные сопротивления, включенные
или постоянно, или же только иа время пуска и отключаемые после
разгона вместе с пусковой обмоткой.
На практике получили распространение двигатели с повышенным
сопротивлением пусковой обмотки, с конденсаторным пуском, дви-
гатели только с рабочими конденсаторами и с конденсаторами в со-
четании с активным сопротивлением, двигатели с рабочими и пуско-
выми конденсаторами.
Однако из всех названных методов только применение емко-
стного сдвига фаз позволяет получить круговое поле с максимально
возможной амплитудой. Все остальные способы дают только эллип-
тическое поле с той или другой степенью эллиптичности.
Из всех типов однофазных двигателей конденсаторные имеют
наилучшие свойства: использование габарита, cos ср, кратность пу-
скового момента. Они могут быть выполнены на уровне или даже
лучше (по пусковому моменту н coscp) трехфазных асинхронных
двигателей.
Собственно конденсаторными асинхронными двигателями назы-
вают двигатели с рабочими конденсаторами или с рабочими и пу-
сковыми конденсаторами.
Двигатели с конденсаторным пуском, где пусковая обмотка
с конденсатором отключается после разгона ротора, в рабочем ре-
жиме являются однофазными и работают при пульсирующем поле
статора.
Конденсаторные двигатели с двумя обмотками иа статоре с по-
стоянно присоединенным конденсатором в одной обмотке в сущно-
110
сти являются двухфазными несимметричными двигателями, рабо-
тающими от однофазной сети. Принципиальное отличие заключается
только в том, что в двухфазном симметричном двигателе круговое
поле существует во всех режимах работы, тогда как в конденса-
торном оно может быть получено только при определенном сколь-
жении.
Возможность получения кругового поля в конденсаторном дви-
гателе при постоянной величине емкости только при одной скорости
связана с тем, что эквивалентные параметры обмоток (&кв и
^экв) изменяются с изменением скорос1и вращения ротора и для
создания кругового поля при любых скольжениях было бы необ-
ходимо одновременно изменять величину емкости, что затрудни-
тельно, и соотношение витков главной и конденсаторной обмоток,
что практически невозможно Существование обратно вращающегося
поля, создающего тормозной момент, уменьшает величину полезного
момента, развиваемого двигателем, тем сильнее, чем больше ампли-
туда этого поля. Поэтому конденсаторные двигатели только с ра-
бочей емкостью, в которых круговое поле обычно имеет место толь-
ко в режиме номинальной нагрузки или вблизи него, имеют мень-
шую, чем трехфазные, кратность максимального момента и низкие
пусковые моменты (0,3—0,5 номинального), так как поле при этом
далеко от кругового. Такие двигатели имеют хорошие весовые и
энергетические показатели в рабочем режиме, но могут применяться
только в приводах с легкими условиями пуска (вентиляторы, про-
игрыватели и др.).
При необходимости получения больших пусковых моментов, кро-
ме рабочего, включается дополнительно пусковой конденсатор, ко-
торый отключается после разгона, и двигатель в режиме номиналь-
ной нагрузки работает с одним рабочим конденсатором; при этом
поле обычно выбирается близким к круговому. Отключение пуско-
вого конденсатора после разгона двигателя производится или авто-
матически с помощью центробежного выключателя, реле времени,
токового или дифференциального реле, или же вручную выключа-
телем.
При пуске фазосдвигающая емкость равна сумме рабочей и
пусковой емкостей и выбирается из условия получения достаточного
пускового момента; при этом поле чаще всего является эллиптиче-
ским, однако за счет форсировки магнитного потока, создаваемого
пусковой (конденсаторной) обмоткой, обеспечивает значительный
пусковой момент, который в однофазном конденсаторном двигателе
может быть получен большим, чем в трехфазном.
Вид механических характеристик однофазного конденсаторного
двигателя с рабочей емкостью и двигателя с рабочей и пусковой
емкостями приведен на рис. 4-9.
До настоящего времени наиболее распространенным типом кон-
денсаторных двигателей являются двигатели с двумя обмотками на
статоре, сдвинутыми в пространстве на 90 эл. град.
Обмотки таких двигателей включаются параллельно или после-
довательно. В первом случае обмотка с последовательно присоеди-
ненным конденсатором включается параллельно другой, непосредст-
венно присоединенной к сети. При последовательном соединении
одна или обе обмотки шунтируются конденсаторами. Свойства и
схемы включения таких двигателей рассмотрены в [Л. 4-3].
В качестве однофазных конденсаторных двигателей применя-
ется также двигатели с трехфазными обмотками статора.
HI
Рис. 4-9. Механические
характеристики однофаз-
ных конденсаторных дви-
гателей.
а — с рабочей емкостью; б —
с рабочей и пусковой
емкостью.
[Л. 4-4] предлагается трехфазные асинхронные двигатели ис-
пользовать как однофазные с пусковой емкостью, с пусковым сопро-
тивлением, с пусковой и рабочей емкостями. Наиболее полно этот
вопрос рассмотрен в работах Института электродинамики Академии
наук УССР {Л. 4-2, 4-3, 4-9 и 4-10].
Применение трехфазных обмоток в
однофазных двигателях, кроме возмож-
ности выполнения их универсальными,
т. е. работающими как от трехфазной,
так и от однофазной сети, позволяет
включать их на разные напряжения, по
разным схемам и получать различные
свойства. Ряд схем позволяет применять
конденсаторы с номинальным напряже-
нием ниже 'напряжения питания. Неко-
торые схемы при определенных соот-
ношениях параметров позволяют полу-
чить характеристики не хуже, чем у дви-
гателя, специально спроектированного в
качестве однофазного, а также снизить
установленную мощность конденсаторов.
В настоящее время известно бо-
лее ста схем включения асин-
хронных двигателей с трехфазными обмотками в однофазную сеть,
однако на практике применяется только небольшая их часть.
4-4. АСИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ СЕРИИ УАД
Асинхронные электродвигатели с короткозамкнутым ротором ти-
па УАД предназначены для питания от трехфазной сети промышлен-
ной частоты напряжением 220 в при соединении обмоток по схеме
«звезда» или однофазной сети напряжением 220 в. Первый габарит
выпускается также для питания от однофазной сети напряжением
127 в. Допускаемые колебания напряжения питания ±10%.
Серия охватывает диапазон мощностей от 1 до 70 вт и имеет
два исполнения по скорости вращения: двухполюсное (пс=
=3 000 об/мин) и четырехполюсное (пс = 1 500 об/мин).
Двигатели серии предназначены для работы при температурах
окружающей среды от —60 до +85° С, давлениях от 760 до
450 мм рт. ст., влажности до 98% 'При температуре +40° С, а также
в условиях вибраций и ударов. Предусмотрен вариант исполнения
для работы в условиях тропического климата
Электродвигатели серии имеют закрытое необдуваемое исполне-
ние; рабочее положение в пространстве и направление вращения —
произвольное; режим работы — продолжительный.
По способу монтажа двигатели имеют два исполнения: для
крепления хомутом или с фланцем на корпусе. Оба исполнения вы-
пускаются с одним или двумя выходными концами валов. Внешний
вид двигателей фланцевого исполнения доказан на рис. 4-10. Габа-
ритные размеры и вес электродвигателей серии приведены на
рис 4-11.
Электродвигатели УАД имеют классическую конструктивную
схему: неподвижный наружный статор с распределенной обмоткой и
внутренний ротор, вращающийся в подшипниках, расположенных
в подшипниковых щитах. Устройство двигателей УАД хорошо видно
П?
на рис. 4-1 и 4-12. Статор выполняется з виде пакета 6, набранного
из отдельных листов электротехнической стали Э-31 толщиной
0,35 мм и залитого под давлением алюминиевым сплавом 5. Изо-
ляция листов друг от друга обеспечивается окисной пленкой, полу-
чаемой при отжиге листов.
Рис. 4-10. Асинхронные двигатели серии УАД (фланцевое испол*
некие).
Обмотка 4 статора — трехфазная, двухслойная, петлевая. В свя-
зи с тем что двигатели должны работать .при температуре окружаю-
щей среды до +85° С, максимальная температура обмотки может до-
стигать 130—140° С, пазовая изоляция статора выполнена из стекло-
лакоткани и фторопласта, а сама обмотка — медным проводом с эма-
левой изоляцией марки ПЭТВ.
Шесть выводных концов 11 обмотки статора выполнены мон-
тажным проводом марки МГТФЛ с фторопластовой изоляцией и
лавсановой оплеткой. Для уменьшения габаритных размеров двига-
телей концы обмотки выводятся свободно, без применения клеммной
колодки.
Ротор выполнен в виде пакета <S, набранного, так же как и
статор, из электротехнической стали Э-31 толщиной 0,35 мм, кото-
рый по прессовой посадке напрессовывается на накатанный вал 9,
выполненный из коррозионно стойкой стали, и заливается под дав-
лением чистым алюминием 7.
Подшипниковые щиты 3 также отливаются под давлением из
алюминиевого сплава, а посадочные места подшипников армирова-
ны втулкой 2 из нержавеющей стали. Внутренняя поверхность щи-
тов покрыта электроизоляционной эмалью. Крепление подшипнико-
вых щитов к статору производится путем склеивания клеем на эпок-
сидной основе, что позволяет уменьшить габариты за счет изъятия
из конструкции стяжных шпилек или винтов.
8-1467 ИЗ
Внутренняя поверхность пакета статора и наружная поверх-
ность пакета ротора для защиты от коррозии покрываются эпок-
сидным грунтом. Снаружи двигатели окрашиваются молоткрвой
эмалью.
В серии УАД применены шарикоподшипники 1 легкой серии
с одной защитной шайбой, высокого класса точности (2В), с ра-
Рис. 4-11. Габаритные размеры (мм) и вес элек-
тродвигателей серии УАД.
Тип элек- тродвига- теля DtB L £1 1 d Л di Вес, г
УАД-12 40 58 83,5 13 2,5 15,5 33,2 2,9 250
УАД-22 53 60 98 19,5 4 18,5 41,3 3,4 450
УАД-24 50 60 98 19,5 4 18,5 41,3 3,4 г8Э
УАД-32 59 70 Ю8 19,5 4 18,5 41,3 3,4 550
УАД-34 500
У АД-42 62 75 123 24,5 5 20,5 51 4,5 850
УАД-44 800
УАД-52 62 88 136 24,5 5 20,5 51 4,5 I 100
УАД-54 1 000
У 4 Д-62 75 95 152 29 6 25 61,5 5,5 I 550
УАЛ-Ч 1 500
У А д-72 75 115 172 29 6 25 61,5 5,5 2 000
УАД-74 I 900
диальным зазором от 10 до 15 мк и консистентной смазкой
ЦИАТИМ-221. Подшипники напрессовываются на вал с нормиро-
ванным натягом, наружное кольцо одного подшипника фиксиру-
ется в осевом направлении, второй подшипник — плавающий. До-
ступ к подшипникам обеспечивается съемными фланцами 10. Смаз-
ка закладывается в подшипники при изготовлении двигателей и не
требует пополнения в течение гарантийного срока службы 3 000 ч.
114
Таблица 4-1
Остаточная неуравновешенность
й вес роторов электродвигателей УАД
Тип электродви- гателя Остаточная неуравнове- шенность, Г-см Вес, г
УАД-12 0,02 42
УАД-22 У АД-21 0,03 78
УАД- 2 УАД-34 0,04 102
У АД-42 У А Д-41 0,06 150
УАД-52 УАД-54 0,08 198
У кД-62 У А Д-64 0,12 311
УАД-72 УАД-74 0,16 430
Динамическая балансировка роторов двигателей производится
с точностью, приведенной в табл. 4-1. Там же приведен вес роторов.
Уровень акустических шумов, создаваемых на расстоянии 0,5 л/,
в соответствии с техническими условиями на электродвигатели УАД
не превышает величин, приведенных в табл. 4-2 Там же приведены
результаты замеров уровня шумов при испытаниях образцов двига-
телей.
Серия УАД имеет семь типоразмеров, выполняемых на четырех
диаметрах (габаритах). Первый габарит имеет одну длину, второй,
третий и четвертый — по две длины пакетов активной стали. Первый
габарит выполняется только в двухполюсном исполнении, осталь-
Рис 4-12. Асинхронный двигатель серии УАД в разрезе.
8*
115
Таблица 4-2
Максимальный уровень акустических шумов электродвигателей УАД
Тип электродвигателя Уровень шумов, дб
Норма ТУ не более трехфазный режим Однофазный режим
№ I № 2 № 3 № 1 № 2 № 3
УАД-12 45 39 39 41 40 40 42
У А Д-22 45 42 42 35 29 41 27
У АД-24 45 27 34 35 27 33 37
У аД-32 45 30 40 30 31 43 31
У АД-34 45 30 34 31 36 37 36
УАД-42 50 33 53 38 43 5Ь 41
УАД-44 50 42 28 40 41 34 42
УАД-52 50 43 47 44 44 47 47
У А Д-54 50 43 37 45 45 47 45
У А Д-62 65 60 60 59 61 63 67
У АД-64 65 61 60 59 60 59 57
У А Д-72 70 81 59 62 69 65 67
УАД-74 70 61 59 63 62 65 68
ные— и в двух- и в четырехполюсном. Статорные и роторные листы
двух- и четырехполюсного исполнений полностью унифицированы.
В серии соблюдается полное конструктивное подобие двигате-
лей всех габаритов, а также определенные соотношения в геомет-
рии магнитной цепи и электромагнитных нагрузках. Основные дан-
ные, характеризующие активные части и параметры обмоток двига-
телей серии, приведены в табл. 4-3 Отношение длины пакета ак-
тивной стали к диаметру расточки для меньших длин в габарите
составляет 0,85—1,05, для больших—1,25—1,55. Магнитная индукция
в воздушном зазоре находится в пределах 0,37—0,40 тл (меньшие
значения относятся к двигателям меньшей мощности). Отношение
суммы ширины зубцов и высоты спинки статора и ротора к диа-
метру расточки пропорционально индукции в воздушном зазоре, т. е.
индукция на участках магнитной цепи постоянна для всех двигате-
лей серии и равна 1,3—1,5 тл Линейная нагрузка статора находится
в пределах 85—115 а)см, плотность тока в обмотке статора 7,5—
4 ajMM2 (большие значения относятся к двигателям меньших мощ-
ностей).
Перегревы корпуса над температурой окружающей среды при
работе с номинальной нагрузкой для большинства двигателей серии
находятся в пределах 40—60° С.
Технические данные, гарантируемые техническими условиями на
электродвигатели УАД при работе в нормальных климатических усло-
виях, для трехфазного режима приведены в табл. 4-4, для однофаз-
ного — в табл. 4-5
В связи с тем что двигатели серии рассчитаны для работы
в интервале температур от —60 до +85° С, они имеют некоторый за-
пас по мощности в нормальных климатических условиях, а при наи-
худшем сочетании условий — температуре +85° С и понижении на-
пряжения сети на 10%—обеспечивают номинальную мощность. Га-
рантируемые при этом техническими условиями данные для трехфаз-
ного режима работы приведены в табл. 4-6, для однофазного —
в табл. 4-7. Скорость вращения ротора при напряжении 198 в и тем-
пературе окружающей среды +85° С для всех двигателей УАД
116
fo
•Ч"
та
tf
К
ч
\о
та
Параметры и размеры активных частей электродвигателей серии УАД
frZ’WA -y\ z—। t51 . * tD * to to «О О — CO tlj •--Ml tO . -rf 4 t> тц n f- . —> " b. СГ) - 1 CO csj 04 o 00 — cc О 11* 04 ° C - <d CD — <X- CO - - — o
fr9-tfVA _ to -rv to CD О „ to C4 , to _ CO OO - g - g«^ SP co C< ЧГ - — — N о - | CO ° JS co t"- 04 o to 04 „ o О) CO CO CO ~~ О О
frS-VVA m 2 «/I m m 'С lf?' £ -I °4 ОЮ C4 ч OCO — SOIOCO 'O" CO 04 - СОоьО — M rf - - — -4-00 * ' <О< ’— 04 04 О CO О — —' О — _ 00 О О
W-tfVA _— Ю„Л,_„-Ч'{СР-Ч'Ю СО СО — О tO СО Tf о р „ со ю та -04’— 1 Ьс °° £! 00 ю о со со COCJ . " — Ч со Cl - J со — СО 04 TfOOCO — С — <04 О — _С0-- “ О О
-w л л о - to СО , — to 00 — со СП 04 00 04 Ю о СП со р — 04 СО -Ч- - 00 — 1 to с ю Г~-~ СО 04 О 04 OJ - — -Ч* — - 1 CD 04 Ю 00 Ю о - О 04 04 С — 00 О О — 00
— frS-VVA -Ч- О — 04 00 -ч- °°* СО ^7 CD О> '— g 'со g ” 00 5 „‘ СО О | со о о 04 - О О О) Tf" С — — 040000 00
SZ-ttVA л СО й^л^О^сс00 с- СО чо "Ф ь- 00 С — СО Ю - - 00 СО 1 Tt- Ш - - СО Ю — СО та © • " — Ь' О) СО - I со 04 О О О о - . О ЮС4ЮО— 04 Ч4 Ю> — О СО
ZC-tfV'A О tO tDCDOl^-OO 04 CD — о CD О 00 О — 00 Ю - - in 04 1 О - - - cc-c"b-fN СО Ч4 - — — Г~ CD СО - 1 CD b- — 00 04 СО * О to 04 о — со Ч4 ио 00 С О
ZS-WA 04 in — —’00 _ „ to Ч — со С 00 О Ю „0040 о со — со О О - У 04 1 — - С - -t—to — СОЧ'->— >— Ч-СО^-! — CD —. 04 ' 0 - * О „ „ о „ : О 00
гнм л СП п' « С> л л tD -Ч- „ Г- 00 04 04 <О 00 X Ю <Г Ю О О " СО Ю Л - -, - | С Г- Ч - QQ ю СО — СО СО - — — пс 00 - 1 04 — СП дао - - О — — О —. CD — Ш О О 00
ze-'n'VA 1С « гл - ® П Г |" 04 СЛ СО 04 О Ojg~2002£-S.’“- I GS) 04 04 CD о £5 04 CO . —- -Ч* „ . | co — 04 CO 00 rL °4 ° ° <N"°" _ fc o' О
ZZ-Ъ V A _ о to о) - O' CC1 „ „ оо -5 — о о co о - hi о lo oo -ЧС — 0400’4' -CD“J — " Ь. о ~ ~ о 04 04 - — -Ч* — - 1 CD 04 CO to ° о * О 04 04 О — -Ч- CO to о О 00
SI ДА A . I л co co cm lo -.y-J 2 0$ о 00 « to' ° °- | « £ - °- — CO О — — Tf CD о О 00
Наименование данных Внутренний диаметр статора, мм . . Длина пакета статора, мм Воздушный зазор, мм Число пазов статора Число пазов ротора Площадь паза статора, мм2 Площадь паза ротора, лии2 Число витков фазы обмотки статора Диаметр провода (по меди), мм . . . Шаг обмотки статора по пазам . . . Активное сопротивление фазы об- мотки статора rlt ом Индуктивное сопротивление рассея- ния фазы обмотки статора хи ом Приведенное активное сопротивле- ние ротора rftt ом Приведенное индуктивное сопротив- ление рассеяния ротора х'а, ом . Полное сопротивление контура вза- имной индукции Zm, ом Чистый вес активной стали, ке . . . Вес меди обмотки статора, ке ...
117
Таблица 44
Тип двигателя Мощность на валу Ра, вт Скорость вращения л, об/мин Ток I, а Кпд, % Кратность максималь- ного момента Мт!МП Кратность пускового момента Кратность пускового тока /т//и
УАД-12 1,6 2 700 0,055 14 2,5 2,5 2
УАЦ-22 1 2 700 0,08 28 2 1,5 2
У АД-32 7 2 700 0,11 3) 2 2 2.5
УМ-42 13 2 700 0,13 45 2 2 3,2
У А Д-52 20 2 7 0 0,17 2 2 4,5
У АД-62 40 2 700 0,25 60 1,5 1.5 6
У АД-72 70 2 700 0,4 65 1.5 1,5 6
УАД-24 1,2 I 280 0, 5 9 2 1.5 1,5
УАД-34 2,5 1 250 0,09 11 1,5 1,5 1,5
УАД-44 6 1 280 0,13 20 1,5 1,5 2
УД Д-54 9 I 280 0 17 25 1,5 1,5 2,5
УАД-64 20 1 280 0,23 40 1,5 I,5 3
УАД-74 30 1 280 0,3 50 1,5 1,5 3,5
Таблица 45
Тип двигателя е % м л, об/мин /, а Кпд, % Л1н Л1н 1ц 1 Емкость кон- денсатора, мкф Мощ ность конденсатора, вар Схема включения
У'Д 12 1 2 750 0,055 10 2 0.5 2 0,5 9,8 Рис. 4-13, а
УДД-22 3 2 750 0,08 20 2 0,5 2 1 19,6 То же
УАД-32 5 2 750 0,11 25 1,5 0,3 2,5 1,5 29,4 9 9
УАД-42 Ю 2 750 0,13 44 1,5 о.з 3 1,5 29,4 ж »
УДД-52 18 2 750 0,19 50 1,5 0,3 3,5 2 39,2 0 В
УАД-62 30 2 750 0,3 54 1,5 0.2 4 4 78,5 Рис 4-13.6
УАД-72 50 2 750 0,42 60 1,5 од 5 5 98 То же
УАД-24 I 1 280 0,055 9 1,5 0,5 1.5 0,5 9,8 Рис 4 13 а
УАД-34 2 1 289 0,09 11 1,5 0,5 1,5 1 19,6 То же
УАД-44 4 1 300 0,14 14 1,5 0,5 1.5 2 39,2 • •
УАД-54 8 1 300 0,16 25 1,5 0,5 2 2 39,2 ж •
УАД-64 15 1 300 0,23 35 1,5 0,3 2 5 3 59 9 9
УАД-74 25 1 300 0.3 45 1,5 0,2 3 4 78,5 9 9
118
Та б л н ц a 4-6
Тнп двигателя Р2» вт об/мин /, а мп/мн
УАД-12 1,5 2 590 0,07 2
УАД-22 4 2 500 0,09 2
УАД-32 7 2 590 0,11 2
УАД-42 13 2 503 0,17 1,5
У АД-52 20 2 530 0,22 1,5
УАД-62 40 2 500 0,35 1,5
УАД-72 70 2 500 0,5 1,5
УАД-24 1,2 1 100 0,05 1,5
УАД-34 2,5 I 100 0,1 1,5
У АД-44 6 1 100 0,15 1 >5
УАД-54 9 1 100 0,18 1,5
УАД-64 20 I 100 0,28 1,5
УАД-74 30 1 100 0,38 1,5
Таблица47
Тип двигателя Л, вт п, об/мин /, а
УАД-12 I 2 5 Ю 0,07 0,3
УАД-22 3 2 600 0,09 0,3
УАД-32 5 2 600 0,11 0,3
УАД-42 10 2 500 0,18 0,2
УАД-52 18 2 500 0,22 0,2
УАД-62 33 2 500 0,45 0.1
УАД-72 50 2 500 0,5 0,1
УАД-24 I 1 100 0,06 0,3
УАД-34 2 1 100 0,1 0,3
УАД-44 4 I 100 0,15 0,2
УАД-54 8 1 100 0,18 0,2
УАД-64 15 I 100 0,26 0,1
УАД-74 25 I 100 0,36 0,1
Таблица 4-8
Номинальные данные электродвигателей УАД в трехфазном
режиме (результаты испытаний)
Тип двигателя Д2, вт п, об/мин 1, а К. п д , % Мн ЯГ И 5= 15= 'п In
УАД-12 1,5 2 733 0,035 19 4 3,5 1.5
УАД-22 4 2 769 0,065 30 3,8 3 1.8
УАД-32 7 2 720 0,095 38 3 2,8 2
УАД-42 13 2 750 0,11 50 3,2 2,8 3
УАД-52 20 2 800 0,15 60 3,5 3,4 3,8
УАД-62 4) 2 810 0,22 69 3 2,9 4.7
УАД-72 70 2 820 0,33 74 2,9 2,7 5.4
УАД-24 1.2 1 330 0,04 И 2,8 2,7 1 >3
УАД-34 2,5 1 393 0,075 15 2,8 2,4 1.4
УАД 44 6 1 420 0,1 33 3,15 2,9 1 9
УАД 54 9 1 430 0,125 33 2 9 2,9 1,9
УАД 64 20 1 410 0,18 53 2 5 2,3 2 8
УАД-74 30 1 410 0,25 54 2,5 2,3 2 9
119
Таблица 4-9
Номинальные данные электродвигателей УАД в однофазном
режиме (результаты испытаний)
Тип двигателя Л, вт /г, об/мин I, а К. п. д., % мт Л4Н 3d X 1и хН в""" Емкость кон- денсатора, мкф Схема включения
УАД-12 1 2 810 0,035 17 3,5 1,7/9,7 1,4 0,5 Рис. 4-13, а
УД Д-22 2 760 0,065 25 2,5 2,4/0,9 1,6 I То же
УАД-32 5 2 800 0,095 28 2,3 I,4/Э,6 1 ,7 1,5 М А
УАД-42 1 ) 2 890 0,115 46 2,2 0,8/0,3 2,4 1,5
УАД-52 18 2 810 0,15 58 1,8 0,8/0,5 2,8 2 «в £
УАД-62 30 2 850 0,27 58 2,2 0,75/0,4 3 4 Рнс. 4-13, б
У АД-72 5) 2 87) 0,38 67 2,3 0,7/0,4 3,9 5 То же
УАД-24 1 1 330 0,04 13 2,1 2,3/1 1,15 0,5 Рис 4-13, а
УАД 34 2 1 390 0,075 15 2,3 2,2/0,7 1,2 I То же
УАД-44 4 1 459 0,11 20 2.3 1.4/0,7 1.4 2 1» я
У\Д-54 8 I 429 0.13 33 2 1,4/1 1,6 2
У 9 Д-64 15 I 440 0,18 45 1,8 1/0,3 2,1 3 IV м
УАД 74 25 1 440 0,25 53 1,8 0,7/0,4 2,4 4 0 Я
Таблица 4-10
Тип Дл=«220 в, 20°С "198 в, -}-85вС
двигателя Трехфазный режим Однофазный режим
УАД-12 125 70
УАД-22 120 99
УАД-32 130 140
УАД-42 120 100
УАД-52 140 130
УАД-62 НО 75
У Д Д-72 100 55
У) Д-24 140 130
УАД-34 90 99
УАД-44 НО 80
УАД-54 60 60
УАД 64 70 50
УАД 74 100 8)
должна быть не менее указанной в столбце 3 табл. 4-6 или 4-7, по-
требляемый ток при t/=242 в и /—+85° С — не более указанного
в столбце 4, кратность пускового момента при U—198 в и t=
= —60° С — не менее указанного в столбце 5.
В табл. 4-8 приведены номинальные данные двигателей УАД по
результатам испытаний в нормальных климатических условиях в трех-
фазном режиме работы, в табл. 4-9 — в однофазном. В табл. 4-10
приведены величины уменьшения скорости вращения при номиналь-
ной нагрузке на валу при температуре окружающей среды +85° С и
напряжении 198 в по сравнению со скоростью при температуре
+ 20° С и 67=220 в.
Данные табл. 4-8—4-10 приведены по результатам анализа прото-
колов периодических испытаний на заводе-изготовителе за 1966—
1967 гг.
120
Рис. 4-13. Схемы включения элек-
тродвигателей серии УАД в одно-
фазную сеть.
Техническими условиями включение всех двигателей УАД в од-
нофазную сеть предусмотрено по схеме, приведенной па рис 4-13,а
(кроме УАД-62 и УАД-72), а двигателей УАД-62 и УАД-72 — по схе-
ме, приведенной на рис. 4-13/.
Эти схемы — простейшие схемы включения однофазных двигате-
лей с трехфазными обмотками статора, не позволяющие в однофаз-
ном режиме получить полную мощность трехфазного двигателя, од-
иако при использовании мини-
мального количества фазосдви-
гающих элементов — одной ем-
кости— обеспечивающие доста-
точно высокое использование)—
не менее 70% мощности трех-
фазного двигателя, хорошие
энергетические показатели,
удовлетворительные пусковые
характеристики для приводов
с легкими условиями пуска
(типа вентиляторной нагруз-
ки).
Схема рис. 4-13,а обеспе-
чивает круговое вращающееся
поле при применении в каче-
стве фазосдвигающего элемен-
та только емкостного сопротивления при коэффициенте мощности ис-
ходного трехфазного двигателя, равном 0,5. При этом двигатель
может отдавать ту же мощность, что и в трехфазном режиме ра-
боты, однако в этом случае он имеет недостаточную перегрузочную
способность, в связи с чем мощность, получаемая при однофазном
включении по схеме рис. 4-13,а, обычно равна 70—85% от мощно-
сти трехфазного.
Эта схема применена в большинстве двигателей УАД (кроме
УАД-62 и УАД-72), которые имеют коэффициент мощности в преде-
лах от 0,5 до 0,65. Из данных, приведенных в табл 4-9, видно, что
схема обеспечивает кратности максимальных моментов в пределах
от 1,8 до 3,5 (для большинства двигателей 1,8—2,3), кратность ми-
нимальных пусковых моментов 0,3—1, общий cos ср двигателя 0,7—
0,9. Напряжение на конденсаторе максимально при работе двигателя
без нагрузки и достигает 260 в при напряжении питания £7=242 в
(110% £/н).
Для двигателей УАД-62 и УАД-72, имеющих cos ср ~0,75, приме-
нена схема рис. 4-13,6. В этой схеме круговое поле может быть полу-
чено только при cos ср = 0,866 и токе в конденсаторной обмотке,
в /3 раз превышающем ток в основной обмотке. Так как последнее
соотношение обычно не может быть выполнено по условиям перегре-
ва, двигатель всегда работает с эллиптическим полем.
Схема обеспечивает 70—85% мощности трехфазного двигателя,
обусловливает обычно большие, чем схема рис. 4-13,а, потребляемые
токи и мощности и более высокую перегрузочную способность. Крат-
ность максимального момента двигателей УАД-62 и УАД-72 в одно-
фазном режиме 2,2—2,3, кратность минимальных пусковых моментов
0,4—0,75. Напряжение на конденсаторе в схеме рис. 4-13,6 значи-
тельно выше, чем в схеме рис. 4-13,а, и в двигателях УАД на холо-
стом ходу достигает 320 в при напряжении питания 242 в.
121
Максимальные напряжений на конденсаторах йри схеме Соедине-
ния по рис. 4-13,6 возникают при отключении двигателей и достигают
более чем удвоенной амплитуды напряжений при работе двигателя
без нагрузки.
Исследования, проведенные в ФРГ, результаты которых изложе-
ны в [Л. 4-12], показывают, что заметное уменьшение емкости метал-
лобумажных конденсаторов при 2,5-кратном напряжении происходит
только после 10 000 ч непрерывной работы.
Длительность перенапряжений, действующих на конденсаторы
при пусках и отключениях однофазных конденсаторных двигателей,
Рис. 4-14. Зависимость пуско-
вого момента электродвигате-
ля УАД-12 от величины емко-
сти при 'включении по схеме
рис. 4-13,а
незначительна, поэтому номиналь-
ные напряжения конденсаторов
можно выбирать исходя из вели-
чин напряжений, длительно дейст-
вующих в рабочем режиме.
Для двигателей серии УАД
при включении по схеме рис. 4-13,а
должны применяться конденсато-
ры с номинальным напряжением
250 б, для схемы рис. 4-13,6— с
номинальным напряжением не ни-
же 300 в.
Величины емкостей, приведен-
ные в табл 4-5, выбраны из усло-
вий рабочего режима, при этом,
естественно, пусковые моменты
сравнительно малы. Необходимо
отметить, что величины пусковых
моментов, особенно в однофазном
режиме, значительно изменяются
в зависимости от положения зуб-
цов ротора относительно зубцов
статора из за их взаимного при-
тяжения, т. е. влияния моментов от высших гармоник.
Величины максимальных и минимальных пусковых моментов дви-
гателей УАД при включении в однофазном режиме по схемам,
рекомендованным техническими условиями, при напряжении питания
220 в в нормальных климатических условиях приведены в табл. 4-11.
Как видно, кратность максимальных пусковых моментов не превы-
шает единицу.
Для получения больших пусковых моментов можно кроме рабо-
чих конденсаторов включать пусковые, которые должны отключаться
после разгона двигателя. В табл. 4-11 приведены зависимости пуско-
вых моментов и токов двигателей УАД от величины емкости при
включении по схемам, рекомендованным техническими условиями,
причем приведены величины и минимальных, и максимальных пуско-
вых моментов в зависимости от положения ротора относительно
статора. Эта же зависимость для пускового момента двигателя
УАД-12 приведена на рис. 4-14
По табл. 4-11 можно определить величину пусковой емкости, не-
обходимой для получения определенной кратности пускового мо-
мента.
Как видно из данных табл. 4-11, пусковые моменты достигают
максимума при определенной величине емкости и ее дальнейшее уве-
личение приводит к уменьшению пускового момента, причем иаи-
122
моментов в пределах
Рис. 4-15. Схема с по-
следовательно-парал-
лельным соединением
трехфазных обмоток
для работы от одно-
фазной сети.
большие величины минимальных пусковых моментов, получаемых
при включении двигателей по схеме рис. 4-13,я, не превышают 1,8,
а по схеме рис. 4-13,6 достигают 2,6.
При необходимости получения от двигателей УАД-12—УАД-52,
УАД-24—УАД-74 кратностей пусковых моментов более 1,8 можно
рекомендовать их включение по схеме рис. 4-13,6 или рис. 4-15 и 4-16,
о которых будет сказано дальше. При включении указанных двига-
телей по схеме рис. 4-13,6 i применением пусковых конденсаторов
могут быть достигнуты кратности пусковых
2—2,8.
Кроме схем рис. 4-13 известны более
сложные схемы включения асинхронных
двигателей с трехфазными обмотками ста-
тора в однофазную сеть, позволяющие по-
лучить 100%-ное использование мощности
трехфазного двигателя
На рис. 4-15 приведена схема с по-
следовательно-параллельным соединением
обмоток, предложенная в 1959 г+ [Л. 4-11]
Две фазы обмотки статора соединяются
последовательно и подключаются к сети.
Третья фаза соединяется последовательно
с фазосдвигающгм сопротивлением и вклю-
чается параллельно двум первым.
Напряжение сети, так же как и в схе-
мах pine. 4-13, в УЗ раз больше фазного
напряжения обмоток и равно линейному на-
пряжению при трехфазном включении по
схеме «звезда».
При номинальном коэффициенте мощности трехфазиого двигате-
ля менее 0,866 все четыре фазосмещающих сопротивления являются
емкостными. Общий коэффициент мощности схемы является емкост-
ным и при уравновешенном режиме (круговое поле) равен 0,866.
Если все фазосмещаюшие сопротивления выбираются емкостшД'
ми, их величины могут бьпь определены по следующим формулам:
Г г 108 /н * 1 Са-Сс- 314 | 10» /г.» Сь ~ 314 17в.ф sm<p1H— cos <р,н ) [ж#]; ] / 1 \ ' (sin у1Н + cosy1H| [я*#]; 1 (4-25) \ у 3 / 1
_ 10е /н.ф cos у1Н
Cd - 314 С7Нф
где Са, Сь, Сс, Cd — емкости конденсаторов в схеме рис.
/н.ф — номинальный фазный ток, а;
Un ф — номинальное фазное напряжение, в\
cos (pin — номинальный коэффициент мощности
трехфазиого двигателя.
При соблюдении условий
Ся = Сс; 1
= 26?d-|-б?а» f
которые выдерживаются и в соотношениях (4-25), в схеме обеспечи-
вается отсутствие третьих пространственных гармоник магнитного
123
4-15,
исходного
(4-26)
Таблица 4-П
Зависимость пусковых моментов и токов электродвигателей УАД от величины емкости
УАД-12 У АД-22 УАД-32 УЛД-42
С Мп Лл С С Л'п п С Мп Лл
мин. макс. мин. макс. мнн. макс. мин. макс.
Мкф Г см а мкф Г см а мкф Г см а мкф Г см а
п 0 0 0,040 0 0 0 0,093 0 0 0 0,178 0 0 0 0,233
1 95 255 0,098 2 210 500 0,184 2 330 429 0,273
0,8 1,2 1,5 80 145 0,048 1,5 145 290 0,106 3 270 550 0,198 3 489 560 0,283
7) 130 0,053 0,055 1,8 145 305 0,107 3,2 290 610 0,208 4 590 640 0,295
30 110 2,0 110 290 0,111 3,5 270 595 0,210 4,5 610 670 0,301
2,5 95 270 0,116 4 240 580 0,216 5 599 640 0,30 л
6 175 500 0,231 8 550 629 0,331
УАД-24 У АД-34 У А Д-44
А гп М п А [п
С С 'п С
мин. макс. мин. макс. мин. макс.
мкф Г- см а мкф Г- см а мкф Г- см а
0 0 0 0,043 0 0 0 0,088 0 0 0 0,128
0,5 1 89 175 0,046 1 145 480 0,092 2,5 825 880 0,154
105 210 0,054 1,5 16) 560 0,106 3 799 832 0,159
1,5 30 190 0,057 2 110 555 0,109 6 430 500 0,171
2 20 175 0,057 2,5 95 5-0 0,114
4 30 500 0,117
П родолжение табл. 4-11
го СП УАД-52 У АД-62 УАД-72
С Мп п С Мп 'п С Л'п Лл
мин. макс. мин. макс. мин. макс.
мкф Г 'См а мкф Г 'См а мкф Г см а
0 4 6 7 8 9 14 0 67) 929 9Ю 1 010 980 810 0 810 1 099 1 159 1 180 1 150 1 010 0,446 0,476 0,49) 0,511 0,536 0,541 0,583 0 5,14 11 22,85 24 25 29 0 77) 2 070 3 360 3 620 3 540 3 029 0 1 12) 2 490 4 090 4 30) 4 040 3 620 0,88 0,95 1,27 2,05 2,12 2,17 2,33 0 15 25 35 50 55 60 0 1 89) 4 100 4 850 5 850 5 699 4 900 0 з 630 5 37) 6 636 8 220 7 449 7 ПО 1 ,71 1,84 2,6 3,27 4,22 4,32 4,52
У * Д-54 У АД-64 УАД-74
С Мп С Мп С Л!п
мин. макс. мин. макс. мин. макс.
мкф Г-см а мкф Г 'См а мкф Г 'См а
0 3 4 4,5 5 6 10 0 959 1 000 1 090 980 870 590 0 1 090 1 180 1 290 1 180 1 040 990 0,223 0,251 0,263 0,273 0,273 0,281 0,306 0 6 7 8 10 0 1 420 I 539 1 470 1 330 0 1 909 2 120 2 070 1 930 0,446 0,485 0,509 0,528 0,550 0 6 11 13 14 18 0 1 890 2 650 2 750 2 650 2 320 0 2 155 3 080 3 170 3 000 2 740 0,669 0,670 0,7з0 0,795 0,801 0,893
поля, что повышает энергетические показатели в рабочем режиме и
улучшает пусковые свойства. При использовании схемы без емкостей
Са — Сс = 0 этому соответствует условие
Cb = 2Cd. (4-27)
Подробно схема с последовательно-параллельным соединением обмо-
ток рассмотрена в [Л. 4-9].
Данные электродвигателей УАД при включении по схеме рис. 4-15
приведены в табл. 4-12. Применение этой схемы позволяет в одно-
фазном режиме работы получить ту же мощность и почти те же
энергетические показатели, что и в трехфазном. При использовании
только рабочих конденсаторов кратность максимальных моментов на-
Таблиц а 4-12
Данные электродвигателей УАД в однофазном режиме
при включении по схеме рис. 4-15
Тип двигателя Ря, вт <3 К. п. д., % Емкости конден- саторов S| SS 5 Кратность наи- боль чего пуско- вого момента я £С 2 5 я м Суммарная мощ- ность конденса- торов /\онд, вар
а в и ’а bi а? л и Сс, мкф 'а bi и
УАД-12 1,5 0,042 19 0,4 1 0,4 0,3 2.2 1,6 3,1 2,8 18,6
УАД-22 4 0,061 34 0,6 1,5 0,6 0,4 2 0,8 2,6 3.2 2б,9
УАД-32 7 0,098 37 1,2 2,6 1,2 0,7 2 0,8 3 3.7 49
УАД-42 13 0,13 49 1 3 1 1 1,9 0,7 2,9 3,9 55
УАД-52 20 0,2 52 1,6 4,5 1,6 1,5 1,7 0,6 3,9 4,2 84
УАД-62 40 0,33 63 1,3 6 1,3 2,4 1,6 0,5 3,75 4,2 108
УАД-72 70 0,51 74 2 10 2 * 4 1,5 0,4 3,7 4.1 178
УАД-24 1,2 0,06 10 0,3 1,2 0,3 0,5 2,1 1,9 2,8 1,9 22
УАД-34 2,5 0,1 14 1 2 1 1 1,8 1,4 2,6 2,5 48
УАД-44 6 0,12 25 1 3 1 1 1,9 1 ,6 3,6 2,8 55
УАД-54 9 0,18 29 2 5 2 1,5 1,8 1.5 3.7 3,1 93
У \ Д-64 21 0,23 46 2,4 6 2,4 2 1,8 0,7 3,2 4 116
УАД-74 30 0,37 47 4 10 4 3 1,9 0.7 2,9 3,8 185
ходится в пределах 1,5—2,2, пусковых 0,4—0,6. В табл 4-12 приведе-
ны также величины кратности максимальных пусковых моментов,
которые может обеспечить рассматриваемая схема при применении
пусковых конденсаторов Эти данные показывают, что применение
пусковых конденсаторов позволяет в однофазном двигателе получить
значительно большие пусковые моменты, чем в трехфазном.
Анализ схемы показывает, что емкости Са и Сс не оказывают
гущественного влияния на пусковые свойства и могут выбираться
или из условий рабочего режима или равными нулю. Пусковые емко-
сти включаются параллельно Сь и Cd, при этом, если необходимо
устранение влияния третьих гармоник, должно соблюдаться равен-
ство (4-26) или (4-27). Повышение пускового момента может до-
стигаться и увеличением только емкости Cd, особенно в случаях,
когда влияние высших гармоник на механическую характеристику
проявляетея слабо, что наблюдается в двигателях серии УАД. Ве-
личина емкости Cd макс, при которой пхсковой момент максимален,
приблизительно равна рабочей емкости С,/, приведенной в табл. 4-12,
умноженной на кратность пускового тока двигателя в трехфазном
режиме, и может быть уточнена экспериментально.
В уравновешенном рабочем режиме напряжения на конденсато-
рах Са, С6, Сс равны фазному напряжению обмоток, на конден-
саторе Cd — удвоенному фазному напряжению. Для двигателя УАД
126
конденсатор!? Са, Сь, £с м_г>т выбираться с Номинальным напря-
жением J 50 в. Cd— с напряжением 250 в.
В последнее время предложены схемы однофазных двигателей,
в которых необходимые пусковые свойства достигаются не примене-
нием пусковых конденсаторов, а различными схемами включения об-
моток п конденсаторов в рабочем и пусковом режимах. Главная
трудность при осуществлении этой идеи заключается в подборе двух
схем, требующих минимального количества переключений и обеспе-
чивающих необходимые свойства.
На рис. 4-16 приведена одна из таких схем с соединением трех-
фазной обмотки в несимметричную звезду, рассмотренная в [Л. 4-10].
Таблица 4-13
Данные электродвигателей УАД в однофазном режиме
при включении по схеме рис. 4-16
УАД-12 1,5 0,042 19 0,4 1,6 0,4 0,6 2,2 1,6 21 2,65 2,6 1,9
УАД-22 4 0,061 34 0,6 2,4 0,6 0,9 2 0,8 32 2,3 1,5 2,1
У АД-32 7 0,098 37 1 4 1 1,5 2 0,8 55 2,3 1,6 2,5
У ЗД-42 13 0,13 49 1 5 1 2 1,9 0,7 60 2,2 1,3 2,5
У АД-52 2) 0,2 52 1,5 8 1,5 3 1,7 0,6 95 2,1 1,5 2,6
УАД-62 43 0,33 63 1.4 10 1,4 5 1,6 0,5 130 1,8 1.2 2,6
УАД-72 73 0,51 74 2 16 2 7 1,5 0,4 195 1,7 0,8 3,0
УАД-24 1,2 9,06 10 0,3 2 0,3 1 2,1 1,9 25 2,85 2,4 1,7
УАД-34 2,5 0,1 14 1 4 1 1,5 1,8 1,4 47 2,8 2 4 1,8
У АД-44 6 0,12 25 1 5 1 2 1,9 1,6 66 2,7 2,7 2,0
УАД-54 9 0,18 29 2 8 2 3 1,8 1,5 95 2,6 2,4 2,0
УАД-64 20 0,23 43 2,5 10 2,5 3,5 1,8 0,7 123 2,6 1,4 2,3
УАД-74 30 0,37 47 4 15 4 5 1,9 0,7 230 2,5 1,5 2,3
При пуске двигателя замкнуты контакты 1 и 2 и фаза обмотки ста-
тора с последовательно присоединенным конденсатором включается
на полное напряжение сети параллельно двум другим фазам обмот-
ки, соединенным между собой последовательно. В рабочем режиме
замкнуты контакты 1 и 3 и фаза с конденсатором включается парал-
лельно одной из последовательно соединенных фаз. Для переключе-
ния необходимы только два контакта, и управление пуском может
осуществляться центробежным выключателем или любым из указан-
ных ранее методов.
Величины емкостей выбираются из условий получения кругового
поля в рабочем режиме и рассчитываются по формулам:
Ю’ 'н.Ф f 1 \
'314 77^7 !sin?m — 77=-c°s<p1H) [як#];
10" /п.ф
314 (Уп.ф!
(4-28)
3 cos ?1Н) [мкф];
г 108 /н-* 2 г
Са~~ 314 Ун.ф /3 C0S?1H
127
Рис. 4-16. Схема с со-
единением трехфаз-
ных обмоток в несим-
метричную звезду для
работы от однофаз-
ной сети.
Свойства двигателей, включенных по схемам рис. 4-15 и 4-16,
одинаковы, что видно из табл. 4-12 и 4-13, в которой приведены дан-
ные двигателей УАД при включении по схеме рис. 4-16. Отличие за-
ключается в том, что, как видно из формул (4-25) и (4-28), величины
емкостей Сь и Q в схеме рис. 4-16 в 2 раза больше аналогичных
емкостей в схеме рис. 4-15, однако при этом номинальные напряже-
ния всех конденсаторов в схеме с несим-
метричной звездой равны и ниже напряже-
ния сети, тогда как в схеме с последова-
тельно-параллельным соединением обмоток
напряжение на конденсаторе Cd равно
удвоенному фазному или l,15t/c- При вклю-
чении двигателей УАД по схеме рис. 4-16
номинальное напряжение всех конденсато-
ров выбирается равным 150 в
Приведенные в табл. 4-13 данные пу-
скового режима показывают, что схема
рис. 4-16 обеспечивает для всех двигателей
УАД, кроме УАД-72, получение кратности
пусковых «моментов в пределах 1,2—2,7,
а для УАД-72 — кратность 0,8.
Результаты исследования схем -рис, 4-15
и 4-16 и применения этих схем для одно-
фазного включения электродвигателей УАД,
а также табл. 4-11 приведены по данным
института электродинамики АН УССР.
При всех преимуществах, которыми обладают схемы рис. 4-15 и
4-16, они требуют применения четырех конденсаторов, имеющих зна-
чительно большую мощность и в несколько раз большую величину
емкости, чем конденсаторы в схемах рис. 4-13. Поэтому в настоящее
время для включения асинхронных микродвигателей в однофазную
сеть обычно применяются более простые схемы с минимальным ко-
личеством конденсаторов, так как переход на больший габарит дви-
гателя для получения необходимой мощности выгодней, чем установ-
ка дополнительных конденсаторов.
4-5. АСИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ
СЕРИИ АПН
В настоящее время промышленностью выпускается ряд серий
асинхронных микродвигателей на частоту 50 гц в диапазоне мощно-
стей от 1 до 600 вт.
Рассмотренная выше серия УАД охватывает диапазон мощностей
от 1 до 50 вт. Серии АОЛ, АВ, АВЕ, предназначенные для работы
в нормальных климатических условиях (диапазон температур от -р5
до +30°С и давление 750±30 мм рт. ст.), охватывают диапазон мощ-
ностей до 600 вт.
Разработанные в последние годы и выпускаемые серийно трех-
фазные асинхронные электродвигатели типа АПН (асинхронные дви-
гатели повышенной надежности) охватывают диапазон мощностей от
128
50 до 400 вт и предназначены для работы в более широком интер-
вале температур (от —60 до 4-70° С), при высокой влажности воз-
духа, в условиях тряски и вибраций. Один из двигателей серии пред-
ставлен на рис. 4-17.
Электродвигатели могут работать от сети промышленной частоты
напряжением 380/220 или 220/127 в при включении обмотки статора
по схемам «звезда» или «треугольник» соответственно. Изменение
схемы производится переключением шести выводов обмоток.
Серия охватывает диапазон мощностей от 80 до 400 вт в двух-
полюсном исполнении (синхронная скорость пс=3 000 об/мин). Дви-
гатель меньшего габарита серии АПН-011 выполняется и в четырех-
полюсном исполнении. Он имеет синхронную скорость пс =
= 1 500 об/мин и полезную
мощность 50 вт,
В отношении защиты
электродвигатели серии вы-
полнены в закрытом обду-
ваемом исполнении. Осевой
поток воздуха, создаваемый
радиальными лопатками
вентилятора, обдувает на-
ружную поверхность двига-
теля, увеличенную за счет
продольных ребер. Ротор
двигателя имеет на торцевой
поверхности лопатки. На-
правление вращения ротора
произвольное. Изменение
направления вращения до-
стигается пересоединением
двух любых выводных кон-
цов обмотки.
Монтаж двигателей
осуществляется с помощью
Рис. 4-17. Асинхронный двигатель
АПН 11/2.
лап на корпусе и фланца на
щите (форма исполнения М211); передача вращающего (Момента на-
грузке производится с помощью шпоночного соединения.
Двигатели выполнены по обычной конструктивной схеме: наруж-
ный статор, внутренний ротор, шариковые подшипники расположены
в щитах.
Статор 7 (рис. 4-18) выполнен в виде пакета, набранного из ли-
стов электротехнической стали Э-31 толщиной 0,5 мм и залитого алю-
миниевым сплавом. Обмотка статора — трехфазная, двухслойная,
петлевая, выполнена медным проводом ПЭТВ; изоляционные мате-
риалы по теплостойкости соответствуют классу F.
Клеммная коробка выполнена герметизированной и надежно пре-
дохраняет электрические выводы от всех внешних воздействий.
Ротор 8 выполнен в виде пакета, набранного из листов электро-
технической стали, напрессованного на вал и залитого алюминием
под давлением.
Подшипниковые щиты 5 и 9, также отливаемые под давлением
из алюминиевого сплава, для упрочнения посадочных мест подшип-
ников армированы стальной втулкой.
Наружная поверхность двигателей, наружная поверхность рото-
ра, внутренняя поверхность статора покрыты лакокрасочными покры-
тиями для защиты от коррозии.
—1467 129
Для электродвигателей АПН выбраны шарикоподшипники йовЫ-
шейного класса точности с консистентной смазкой ЦИАТИМ 221
Конструкция подшипниковых узлов выполнена следующим образом
наружная обойма переднего подшипника фиксируется в осевом на
правлении задний подшипник — «плавающий»
Рис 4 18 Асинхронный двигатель серии АПН в разрезе
/ — лапа 2 — крышка подшипника 3 — шарикоподшипник 4 — крышка под-
шипника 5 — щит подшипниковый 6 — коробка выводов 7 — статор, 8 — ро
тор 9 - • щит подшипниковый 10 — вентилятор 11 — кожух вентилятора
Таблица 4«14
Технические характеристики асинхронных электродвигателей АПН
Тип электродов Г 1ТС 1Я Номинальная мощность, вт При помин пьнэЗ нагрузке а д * к
Скорость вращения, об!мин Ток статора при напряже НИИ К п д , % C0S <Р
220 в 383 в
ПН 011-2 80 2 750 0 5 0,29 56 0,75 4 С3 1,7
\ПН 012 2 120 2 750 0,78 0,45 60 0,72 4,5 1,5 1,7
ПН ОН 4 50 1 393 0,55 0,ч2 42 0,58 3 1,3 1,7
ПН 112 18Э 2 790 1,3 0,75 62 0,74 5 2 2
АПН 12 2 270 2 800 1,5 0,87 66 0 75 4,5 2 2
\ПН 21 2 4)0 2 830 2,15 I 24 70 0,75 5 2 2
Срок службы определяемый в основном работоспособностью
подшипников 5 000 ч с пополнением смазки через 2 500 ч
Серия АПН имеет пять типоразмеров двигателей, выполняемых
на трех диаметрах (диаметр активных частей и длина машин на диа-
метре условно, а также полюсность обмотки указываются в обозна-
чении двигателей)
Технические данные гарантируемые техническими условиями,
приведены в табл 4 14 и характеризуют работу двигателей при воз-
действии любых внешних допускаемых техническими условиями фак-
торов габаритные размеры даны на рис 4 19
130
b
Рис 4 19 Габаритные размеры (мм)
и вес электродвигателей типа АПН
Тип двигателя b D, Р2 d d\ Н h L I fl Вес, кг
АПН 011 3 106 75 10 М5 172 63 1 198 23 11 4 0
АПН 012 3 106 75 10 М5 172 63 1 209 23 11 4 5
АПН И 4 126 85 12 Мб 188 75 1 222 30 13 5 6 0
АПН 12 4 126 85 12 Мб 188 75 1 238 30 13 5 6,3
АПН 21 4 152 100 14 М8 220 90 1 250 30 15 5 9,0
4-6. АСИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ СЕРИИ ДАМ
Одними из устройств требующих для их привода применения
специализированных электродвигателей, являются аппараты магнит-
ной записи
В аппаратах магнитной записи кинематическая схема которых
построена на трехдвигательном приводе для упорядочения движения
ленты между ведущим валом и кассетами и для осуществления уско-
ренной перемотки ленты в двух направлениях применяются электро-
двигатели характеристики которых должны удовлетворять требова
нию устойчивой длительной работы в области скоростей от сотен
оборотов в одном направлении (двигательный режим) до десятков
оборотов в противоположном направлении (режим электромагнитно-
го тормоза), — «боковые» двигатели
Другими требованиями, обычными для большинства электродви-
гателей являются требования минимальных весов габаритов хоро-
ших энергетических показателей а также сравнительно низкого пере-
грева корпуса двигателей
В последнее время создана серия асинхронных микродвигателей
ДАМ (рис 4 20) обладающих характеристиками необходимыми для
работы в аппаратуре магнитной записи
Основное специфическое требование предъявляемое к боковым
электродвигателям, — способность устойчиво работать в большом
9* 131
Рис 4-20 Асинхронные
двигатели серии ДАМ.
диапазоне скольжений — выполнено благодаря применению ротора
с короткозамкнутой клеткой повышенного активного сопротивления.
Применение короткозамкнутой клетки дало возможность сохранить
сравнительно высокими энергетические характеристики двигателей.
С целью обеспечения воз-
£ £ можности работы в двух ре-
£хема 1 Схема 2
жимах' запись (воспроизведе-
ние) или ускоренная перемот-
ка, двигатели подвергаются
воздействию изменения ампли-
туды напряжения, питающего
одну из двух обмоток двига-
теля, — управлению. Величины
напряжений, подаваемых на
Рис 4-21 Схемы включения дви-
гателей серии ДАМ
ной перемотки (/ун = 50 в Вторая
обмотку управления при рабо-
те двигателей в режиме запи-
си по схеме 1 (рис 4-21),
Uy к = 35 в, в режиме ускорен-
обмотка (возбуждения) питается
напряжением С7В = 127 в Соответствующие напряжения на обмотках
при включении по схеме 2 (рис 4-21) • (7'у в = 60 в; [/'VH = 80 в для
ЛАМ-16, ДАМ-26, /7'ук=90 а, [/'ун = 116 в для ДАМ-36, ДАМ-46;
t/zB=60 в Такое включение обеспечивает длительную работу двига-
телей в любом режиме При питании напряжением U'y н и использо-
вании в режимах записи двигатели имеют повышенные перегревы,
поэтому эксплуатация их в таких условиях допускается лишь в по-
вторно-кратковременном режиме
Двигатели работают с постоянно включенным конденсатором.
Конденсатор включается в цепь обмотки возбуждения. Величины ем-
костей конденсаторов приведены в табл 4-15
Отрезок серии состоит из четырех типоразмеров машин, выпол-
ненных на двух диаметрах активных частей по две длины на диаме-
132
«о
со
35
% *-r -U
— —«СЧСЧСЧСЧСЧСЧ
фхн *Edox
-POHOVhOX 4X3OXKJJ
Httwlga
‘иина1пЕйе axood
-ОЯЭ БВНЧИ ЕНИИГОН
ОООРОООО
ЮЮШЮЮЮЮЮ
Технические характеристики асинхронных микроэлектродвигателей серии ДАМ
и и ж ас!
уннч^енииоц Чио ‘вин
-aireBduX чхэонИтоэд
Л"**
МЭ-J '9ПИЖ
-ad woHHBflodHodoiJ)
а goaoxaXn хнаиоэд
wo*j
‘ИОаояэАц 1H3W0W
яга- j ‘дочи
-Ч1ГВ ниион
ODOOCtdlOlOCO
—<«—1 —• »— 04 СЧ
S
к
gsssssgg
<<<<*«<«<<<!
сМЧЧадЧЧ
Примечание: Нечетные двигатели включаются по схеме 1 рис.
133
Рис 4-22 Асинхронный двигатель се-
рии ДАМ в разрезе
тре Мощности двигателей
2,5, 4, 6, 10 вт приведены
для режима ускоренной пе-
ремотки при скорости вра-
щения ротора 750 об/мин
Электродвигатели вы-
полнены по обычной кон
структивной схеме наруж
ный статор с распределен
ной обмоткой, внутренний
ротор, вращающийся в пот
шипчиках качения, располо
женных в подшипниковых
щитах Разрез двигателя
представлен на рис 4 22
Статор 3 выполняется в ви-
де пакета, набранного из
листов электротехнической
стали Э-31 толщиной 0,5 мм
и залитого под давлением
алюминиевым сплавом
Листы
стали изолированы друг от друга оксидной пленкой, полу
чаемой при отжиге листов Обмотка статора двухфазная, двухслой-
ная, петлевая выполнена медным проводом ПЭВ 2 с эмалевой
изоляцией Пазовая изоляция выполнена изоляционными материа
лами класса нагревостойкости А Выводные концы обмотки статора
выполнены монтажным проводом МГП с изоляцией из полиэти
Рис 4-23 Габаритные размеры (мм) и вес микро-
электродвигателей ДАМ
Тип двигателя d D L 1 /1 Вес, г
ДАМ-16 5 40 75 62 23,5 г 900
ДАМ-26 5 40 75 79 23,5 3 1 250
ДАМ-36 8 60 95 86 34,5 4 2 200
ДАМ-46 8 60 95 111 34,5 4 3 000
лена Ротор 4 выполнен в виде пакета, набранного, как и пакет ста-
тора, из электротехнической стали Э-31 толщиной 0,5 мм, который
напрессовывается на вал и заливается под давлением алюминиевым
сплавом Пазы ротора для обеспечения повышенного активного со-
противления имеют малое сечение, что дает возможность выбора
для пазов самой простой — круглой формы Подшипниковые щиты 2
и 5 выполняются литьем под давлением из алюминиевого сплава
134
Т а б 7 н ц а 4*16
Сравнительные характеристики неравномерности движения ленты
при использовании в качестве подмоточных электродвигателей
с короткозамкнутым и с массивным роторами
Тип двигателя Мощ ность, вт Коэффициент неравномерности (%) прн скорости движения (см{сек) ленты
4,76 9,53 19,05
ДАЧ-16 2,5 0,75—0,8 0,25—0,32 0,18—0,22
Д \М 25 4 0,75—0,8 0,25—0,32 0,18-0,2
ДАМ Зо 6 0,85—0,9 0,3—0,37 0,18—0,2
ДАМ 46 10 0,7—0,85 0,37—0,5 0,19—0,23
КДП 3 3 0,5—0,7 0,3—0,35 0,17—0,18
КДП 15 15 0,55—0,7 0,27—0,32 0,2—0,23
Посадочные места под подшипники 1 армированы стальной втулкой
Для защиты от коррозии в двигателях применены защитные и за-
щитно декоративные покрытия
В табл 4 15 приведены технические характеристики электродви-
гателей Габариты и веса двигателей даны в подписи к рис 4-23
Сравнительные характери-
стики равномерности движе-
ния ленты в аппаратуре маг
нитной записи с электро-
двигателями с короткозамк-
нутой клеткой на роторе
и этектродвигателями с
массивным ферромагнитным
ротором представлены в
табт 4 16
На рис 4-24 представ-
лены рабочие характеристи-
ки двигателя ДАМ-36
Обозначение двигателей
состоит из наименования
двигателя ДАМ (М—для
указания мягкой механиче-
ской характеристики), габа-
рита двигателя — первая
цифра и полюсности обмот- Рис
кп — вторая цифра
4-24 Рабочие характеристики
двигателя ДАМ-36
Раздел пятый
СИНХРОННЫЕ МИКРОДВИГАТЕЛИ С ПОСТОЯННЫМИ
МАГНИТАМИ
5-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
В последнее время в качестве микродвигателей переменного тока
для электроприводов с постоянной скоростью вращения находят при-
менение синхронные микродвигатели с постоянными магнитами Су-
ществует большое количество различных типов синхронных микро-
135
двигателей с постоянными магнитами, отлича101Цихёя йо способу за-
пуска, конструктивному исполнению, способу питания обмоток стато-
ра и т. п. Большое распространение получили в последнее время син-
хронные микродвигатели с постоянными магнитами и асинхронный
пуском. Отличительной особенностью этих двигателей является нали-
чие на роторе пусковой короткозамкнутой обмотки, служащей для
обеспечения асинхронного пуска двигателя аналогично тому, как это
имеет место в обычных синхронных двигателях с электромагнитным
возбуждением. Исследования пусковых и рабочих свойств сиихрон-
Рнс. 5-1. Синхронный двигатель с радиальным располо-
жением постоянного магнита и короткозамкнутой
обмотки.
1 — статор; 2 — короткозамкнутый ротор; 3 — постоянный магнит.
ных двигателей с постоянными магнитами и асинхронным пуском,
изготовленных в СССР и за рубежом [Л. 5-3, 5-14, 5-19 и 5-20], пока-
зали, что они в ряде случаев имеют существенные преимущества по
сравнению с синхронными реактивными и гистерезисными двигателя-
ми: более высокие энергетические показатели — к. п. д. и cos ф, боль-
шую удельную мощность (последнее преимущество оказывается тем
значительнее, чем больше мощность и число полюсов двигателей),
повышенную перегрузочную способность и стабильность скорости вра-
щения в синхронном режиме.
Все это, несмотря на несколько большую сложность конструкции
двигателей по сравнению с реактивными и гистерезисными, обусло-
вило повышенный интерес к ним как в СССР, так и за рубежом.
Ниже дается описание конструкции, рассматриваются некоторые
особенности пускового и рабочего режимов двигателей с постоянными
магнитами двух конструктивных исполнений, нашедших наибольшее
распространение: синхронного двигателя с радиальным расположе-
нием постоянного магнита и пусковой короткозамкнутой обмотки
(рис. 5-1) и синхронного двигателя с аксиальным расположением
постоянного магнита и пусковой короткозамкнутой обмотки (рис. 5-2).
Статоры двигателей обоих конструктивных исполнений ничем
не отличаются от статоров обычных машин переменного тока. Их па-
кеты набираются из изолированных листов электротехнической стали.
В пазах располагаются обычные трехфазные или двухфазные обмот-
ки. Роторы двигателей сочетают в себе элементы синхронного двига-
теля— постоянные магниты и асинхронного двигателя — коротко-
136
замкнутую обмотку, выполненную в виде «беличьей клетки». Корот-
козамкнутая обмотка располагается в пазах ротора, набранного из
листов электротехнической стали. В конструкции рис. 5-1 пакет стали
ротора выполнен в виде
кольца, напрессованного на
постоянный магнит. В коль-
цевом пакете ротора
(рис. 5-1) имеются между-
пэлюсные прорези, размеры
которых для двигателей ма-
лой мощности выбираются
из условий оптимального
использования энергии по-
стоянных магнитов. В кон-
струкции рис. 5-2 пакет ста-
ли ротора обычный. Он рас-
Рис. 5-2. Синхронный двигатель
с аксиальным расположением по-
стоянного магнита и короткозамкну-
той обмотки.
/ — статор; 2 — короткозамкнутый ротор;
3 — постоянный магнит.
полагается на валу рядом
с постоянным магнитом. Па-
кеты роторов скрепляются
стержнями короткозамкну-
той обмотки и торцевыми
короткозамыкающими коль-
цами. Короткозамкнутая об-
мотка ротора, с одной стороны, обеспечивает пуск двигателя в ход,
с другой — способствует устойчивой работе двигателя в синхронном
режиме — стабильности его скорости вращения.
5-2. ПУСКОВОЙ РЕЖИМ
Одним из основных требований, предъявляемых к синхронным
двигателям, является требование надежного запуска и вхождения
в синхронизм. Это означает, что двигатель должен быть спроектиро-
ван так, чтобы вращающие моменты, действующие на ротор в про-
цессе его разгона и при вхождении в синхронизм, были не меньше
соответствующих моментов сопротивления — обычно не меньше но-
минального момента. Последнее налагает определенные требования
к выбору параметров двигате-
ля, его конструкции и геомет-
рии.
Пуск синхронных двигате-
лей с постоянными магнитами
обычно осуществляется их не-
посредственным включением в
сеть. Ротор двигателя разго-
няется до скорости, близкой
к синхронной, за счет асин-
хронного момента, возникаю-
щего от взаимодействия вра-
щающегося магнитного поля
с токами пусковой коротко-
замкнутой обмотки ротора.
Во время разгона на ротор
Рис. 5-3. Кривые моментов, дей-
ствующих на ротор в процессе
разгона.
кроме двигательного асинхрон-
ного момента тИа и момента
сопротивления нагрузки Мнагр
действует еще тормозной ге-
137
нераториый момент Мг, возникающий от взаимодействия маг-
нитного поля полюсов ротора с наведенными им в обмотке стато-
ра токами, протекающими по замкнутой цепи обмотки статора —
источник питания Эти токи при всех скоростях вращения ротора,
кроме синхронной, имеют частоту, отличную от частоты питающей
сети, и не могут быть уравновешены напряжением источника питания
На рис 5 3 представлены кривые моментов, действующих на ротор
твигателя во время его разгона
Зависимость асинхронного двигательного момента синхронного
двигателя с постоянными магнитами от скольжения s может быть
найдена по формуле для обычного асинхронного двигателя при под
становке в нее усредненных параметров с учетом разности магнит
ных проводимостей ротора по продольной d и поперечной q осям
Г 2
£/2
S
где U — напряжение питания, приложенное к фазе обмотки
статора,
Г] — активное сопротивление обмотки статора,
г2=------2------—усредненное значение приведенного активного
сопротивления обмотки ротора;
Xi — индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора;
* X 2d “1“ % 24
к %—-----2------’ усредненное значение приведенного индуктив-
ного сопротивления рассеяния обмотки ротора,
— 1 + - >
^12
где Z\ — полное сопротивление обмотки статора,
Zi2 — полное сопротивление взаимной индукции
Зависимость тормозного генераторного момента от скольжения
определяется как
_ 2 (1—S)[(l~ S)8X^ + ^]
т— £or> щ _ sp _j_ r2].
(5-2)
где Ео — э д с вращения, наведенная в фазе разомкнутой обмотки
статора при вращении ротора с синхронной скоростью;
Xd — синхронное индуктивное сопротивление обмотки статора по
продольной оси,
хд — синхронное индуктивное сопротивление обмотки статора по
поперечной оси
Из кривых рис 5-3 видно, что пусковые свойства двигателя оп-
ределяются соотношением и характером изменения асинхронного (дви-
гательного) момента Л1< и тормозного (генераторного) момента Мт.
138
Уравнение результирующего момента в относительных единицах
tapes может быть записано как [Л. 5-15]
2 -рр $к,а 2
Wpe3 = 5 , Sk а , 0 ~kTx 1 - $к.т ’ (5'3)
—+ s + ^,а Т=Г£7
Первый член правой части уравнения представляет собой выра-
жение асинхронного двигательного момента в относительных едини-
цах та=Ма1Ма макс. Второй член правой части уравнения пред
ставляет собой выражение тормозного генераторного момента, отне-
сенного также к максимальному асинхронному двигательному мо-
менту /Пт=^Мт/Ма макс
В уравнении (5-3)
«к а и sK т — критические скольжения соответственно асинхронного
двигательного и тормозного генераторного режимов,
Хд 1
Г1 £
где хк = х^с^х'2,
t — коэффициент, зависящий от отношения синхронных ин-
дуктивных сопротивлений Xd и ха,
ъ — Е$Ц] — степень возбужденности двигателя полем постоянных
магнитов
Анализ выражения (5-3) показывает [Л 5 15], что пусковые свой-
ства синхронного двигателя с постоянными магнитами в большой
мере обусловливаются степенью возбужденности ь=Е^и и параме-
трами двигателя в асинхронном и синхронном режимах Можно уста-
новить связь между этими величинами, сформулировав оптимальные
условия пуска Из кривых рис 5-3 видно, что для обеспечения на-
дежного запуска необходимо, чтобы минимальный результирующий
момент в асинхронном режиме и момент вхождения в синхронизм
были не меньше моментов сопротивления нагрузки AfHarp, причем осо-
бое внимание следует обращать на то, чтобы больше момента сопро-
тивления были, минимальные результирующий момент при s=sKT
и момент входа в синхронизм — момент при
Уравнение (5-3) позволяет в общем виде исследовать изменение
пусковых свойств двигателя при изменении его размеров, полюсно-
сти и частоты питающего напряжения, а следовательно, решить за-
дачу выбора оптимальных из условия пускового режима значений
степени возбужденности двигателя еп Эту задачу можно решить, вы-
ражая параметры обмоток, входящие в уравнение (5 3), в функции
размеров двигателя и решая его для этих параметров относитель-
но е
Такое исследование, выполненное в [Л 5-17] для двух- и четырех-
полюсных двигателей на частоту 50 гц и четырех- и восьми полюсных
двигателей на частоту 400 гц, показало, что с уменьшением размеров
двигателя — внутреннего объема статора а следовательно, и его
139
мощности — уменьшается величина степени возбужденности двигате-
ля еп = £о/£Л при которой осуществляется надежный запуск
(рис. 5-4).
Это объясняется тем, что с уменьшением размеров двигателя от-
носительно увеличиваются активные сопротивления его обмоток, что
приводит к относительному уменьшению асинхронного двигательного
момента и увеличению тормозного генераторного момента за счет
роста потерь в обмотке статора.
Исследования [Л. 5-17] показали, что для получения оптимальных
пусковых характеристик двигателя с радиальным расположением по-
стоянных магнитов и короткозамкнутой обмотки (рис. 5-1),сумень-
7
_j____।___I----------
ЬО 80 720 Р2н,вт
б)
(.опт
р-^ООгц, 2р-8
1,г~
i.o-
0,8~
о.о-
ot-
0,2-
0 0,5 1.0 vc 1,5
i ...J_______I_____l-----X—-------------
30 100 200 35(ГРгн, вт
в) г)
Рис. 5-4. К вопросу выбора оптимальных еп и Х10пт
шением его размеров (уменьшением мощности) необходимо выби-
рать меньшие значения отношения длины пакета статора U к диаме-
тру Dt его расточки 'kl=lilDi, т. е. <переходить к двигателям с боль-
шим диаметром и меньшей длиной. Последнее объясняется тем, что
при малых диаметрах расточки статора не удается выполнить корот-
козамкнутую обмотку ротора, обеспечивающую получение механиче-
ской характеристики с оптимальным соотношением пускового и под-
синхронного моментов.
На рис. 5-4 представлены зависимости оптимальных из условий
пуска — степени возбужденности ец и отношения Xi опт от объема
расточки статора (в относительных единицах) Vi и номинальной мощ-
ности Ргн. Величина 1Ч = К/Кб, где Кб — базовый объем, за который
принят внутренний объем статора двигателя диаметром Z>i==60 мм и
ДЛИНОЙ /{“60 ММ ( Vi6= 170 см3).
140
При одних и тех же внутренних объемах статора кгОпт оказы-
ваются тем больше, чем выше частота питающего напряжения
(рис. 5-4), что объясняется относительным уменьшением активных
сопротивлений обмоток с ростом частоты питания.
Выводы, сделанные относительно оптимальных значений еп и
хорошо подтверждаются практикой.
Рис. 5-5. Механическая харак-
теристика двигателя Р=2,5 вт,
/ = 50 гц, 2/7=4, U= 130 в.
Рис. 5-6. Механическая харак-
теристика двигателя Р — 50 вт,
f = 50 гц, 2р=4.
На рис. 5-5 приведены механические характеристики трехфазного
синхронного микродвигателя с постоянными магнитами мощностью
Лгн=2,5 вт, снятые при различных значениях э. д, с. холостого хода
Ео=45, 58 и 73 в (различных е), которые показывают, что при уве-
личении &=Eo/U! резко ухудшаются пусковые свойства двигателя
Так, при е = 0,56 двигатель вообще не запускается из-за провала
в кривой момента в зоне больших скольжений.
С увеличением мощности двигателя величина еп, при которой
осуществляется надежный запуск, возрастает. На рис. 5-6 приведена
механическая характеристика трехфазного двигателя мощностью
Ргн=50 вт, надежно запускающегося даже при степени возбужден-
ности е=0,65.
В общем случае степень возбужденности en = EQ/Ui, выбираемая
из условия надежного запуска двигателя, зависит от его размеров
(мощности), уменьшаясь с их уменьшением. Этот вывод является
общим для всех синхронных микродвигателей с постоянными магни-
Табл ица 51
Данные двигателя № 1 № 2 № 3
Внутренний диаметр статора ми 37 40 45
Наружный диаметр статора Da, мм ...... 74 74 89
Длина статора мм 45 35 20
1,22 0,875 0,415
Внутренний объем статора, см3 Мощность на валу, соответствующая моменту входа 48,5 44 31,6
Л4ВХ в синхронизм, вт ................ 4,8 7,2 15
cos ср, соответствующий Л1вх 0,57 0,63 0,7)
К. п, д,, соответствующий Мвх 0,37 0,4 0,63
141
Та Ми и асинхронным пуском независимо от их конструктивного Ис-
полнения.
Влияние отношения на пусковые и рабочие свойства двигате-
лей хорошо иллюстрируется приведенными в табл. 5-1 данными трех
двигателей с различными статорами.
На рис. 5-7 представлены зависимости асинхронных двигатель-
ных Л1а и тормозных генераторных Л4Т моментов от скольжения для
рассматриваемых двигателей Эти зависимости и данные таблицы на-
глядно показывают необходи-
Рис. 5-7. Кривые моментов, дей-
ствующих на ротор в процессе раз-
гона, для двигателей с различны-
ми Хг.
мость уменьшения величины
для двигателей малой мощ-
ности.
Переход к большему диа-
метру расточки статора Dt
(к меньшему Xi) в этом случае
позволил улучшить свойства
двигателя <в основной за счет
получения возможности .выпол-
нения оптимальной коротко-
замкнутой обмотки ротора,
обеспечивающей наилучшее со-
четание пускового и подсин-
хронного вращающих моментов
(рис. 5-7). Переход на мень-
шие Хг при уменьшении разме-
ров двигателя хорошо согла-
суется с конструктивными осо-
бенностями таких двигателей.
При больших диаметрах Di
относительно большим оказы-
вается и диаметр магнита, что
позволяет выполнить его с бо-
лее рациональным сочетанием
его размеров, при котором
обеспечиваются наилучшие ус-
ловия его намагничивания и
использования.
На практике часто устанавливается ограничение по внешнему
диаметру двигателя. В этих случаях для двигателей с малым наруж-
ным диаметром статора целесообразен переход от конструкции рото-
ра с радиальным расположением постоянных магнитов (рис. 5-1)
к конструкции ротора с аксиальным расположением постоянных маг-
нитов (рис. 5-2).
Последнее объясняется тем, что при уменьшении мощности дви-
гателя (и одновременном уменьшении его наружного диаметра) воз-
растают относительные значения активных сопротивлений статора и
ротора, что приводит к относительному уменьшению величины асин-
хронного двигательного момента и к смещению его максимума в сто-
рону больших скольжений и как следствие к снижению подсинхрои-
ного вращающего момента (рис. 5-3).
Для получения оптимальной характеристики с определенным (за-
данным) соотношением пускового и подсинхронного вращающихся
моментов уменьшают величину активного сопротивления ротора за
счет выполнения короткозамкнутой обмотки из медных стержней
большего сечения. Последнее (при неизменном диаметре ротора) при-
142
водит к относительному увеличению необходимой толщины роторного
кольца, к уменьшению диаметра магнита и его объема
Диаметр магнита DM в двигателе с радиально расположенными
постоянными магнитами может быть найден через внутренний диа-
метр статора Ог как [Л 5-17]
где коэффициент kh учитывает
толщину роторного кольца; он за-
висит от размеров двигателя, его
мощности, полюсности и частоты
питания. На рис. 5-8 представле-
ны зависимости коэффициента kh
от диаметра Dt для двигателей
с различными числами пар полю-
сов и различными частотами пи-
тания равными 50 или 400 гц,
построенные по данным расчетов
и экспериментальных исследова-
ний ряда двигателей.
В табл. 5-2 представлены ре-
зультаты расчета диаметра магни-
та Dm в зависимости от диаметра
расточки статора Д для двигате-
лей различных полюсности и ча-
стоты питающего напряжения
Из этой таблицы видно, что
с уменьшением диаметра Dt (диа-
метр двигателя) быстро уменьша-
ется диаметр магнита, причем тем
значительнее, чем меньше полюс-
ность и частота питающего напря-
жения. Учитывая, что диаметр ва-
ла может быть предварительна
найден как (0,2-ь0,25)Д, не
Рис. 5-8. К вопросу определе-
ния толщины роторного кольца
трудно заметить, что при малых р
и Di радиальная толщина магни-
та оказывается настолько малой, что выполнение магнигов-звездочек
с оптимальными размерами оказывается практически невозможным.
Последнее снижает использование магнита.
Таблица 5-2
Dj, мм 20 30 40 60 80 100
/=50 ец О,., мм 2р=2 3 7,5 12,4 24,6 38 55
£)„, мм 8,3 15,3 22,8 38 54,5 70
2/>=4
Dg, мм 15 20 30 40 60
£>м, мм 2,0 9,0 17,7 25,6 42,6
/—400 ец 2р=4 D,., мм 2р=8 5,0 10,8 19,4 29 46,5
143
Найдем соотношение объемов постоянных магнитов в двух рас-
сматриваемых нами конструкциях (рис 5-1 и 5-2)
Для сравнительной оценки найдем отношение активного объема
магнита к внутреннему объему статора Vt для обоих конструк-
тивных форм двигателя.
Для двигателей с радиальным расположением постоянных маг-
нитов-звездочек и короткозамкнутой обмотки это отношение при
2р~4~8 примерно равно-
0,765 (I-—/- (5-4)
Коэффициент 0,765 учитывает междуполюсные впадины
Учитывая, что у двигателей с аксиальным расположением по-
стоянных магнитов и короткозамкнутой обмотки оптимальное отно-
шение аксиальной длины магнита LM к общей длине статора 1г в боль-
шинстве случаев находится в пределах
4^ = 0,25-0,35, (5-5)
активный объем магнита можно определить как
O,67,MD- • (5-6)
В соответствии с (5-5) и (5-6) отношение VM/Vt для этого дви-
гателя будет равно-
44-=5= 0,765 = 0,194-0,267, (5-7)
Уг ьг
где меньшие значения отношения соответствуют двигателям
меньшей мощности
На рис. 5-9 представлены кривые изменения относительной ве-
личины активного объема постоянного магнита Ум/Vt от внутренне-
О 20 ЬО 60 80 ЮО мм
Рис. 5-9 К вопросу соотноше-
ния объемов постоянных маг-
нитов в двигателях различной
конструкции
Г — двигатели с радиальным распо-
ложением постоянных магнитов и
короткозамкнутой обмотки; II —
двигатели с аксиальным расположе-
нием постоянных магнитов и ко-
го диаметра статора для дви-
гателей различной полюсности и
частоты питания. Как видно из
кривых рис 5-9, у двигателей с
аксиально расположенными посто-
янными магнитами, имеющих
внутренний объем статора такой
же, как и двигатели с радиально
расположенными постоянными
магнитами, объем магнита Км
при малых Di оказывается боль-
шим, причем тем больше, чем
меньше Dt и меньше полюсность
двигателя и частота питающего
напряжения.
В общем случае при выборе
типа конструкции двигателя необ-
ходимо учитывать особенности
стабилизации постоянных магни-
тов в двигателях той и другой
конструкции (§ 5-4).
Опыт разработки двигателей
на частоту 50 гц показывает, что
при использовании для возбужде-
роткозамкнутой обмотки.
ния высококоэрцитивных магнитов
144
из сплава типа ЮНДК-35Т5 применение конструкции рис. 5-2 оказы-
вается целесообразным для двухполюсных двигателей при диаметре
Dt ;С50ч-60 мм, для четырехполюсных при Z)(^40 мм.
В двигателе с радиально расположенными постоянными магни-
тами разность магнитных проводимостей по осям d н q относительно
велика (Xd/xg = 0,4<-0,7), в то время как у двигателя с аксиально рас-
положенными постоянными магнитами она незначительна (XdlXq~
— 1,0). В связи с этим двигатели с аксиально расположенны-
ми постоянными магнитами обеспечивают более стабильные
пусковые характеристики при конденсаторном включении в однофаз-
ную сеть, чем двигатели с радиально расположенными постоянными
магнитами, у которых наблюдается непостоянство величины началь-
ного пускового момента в зависимости от положения ротора относи-
тельно фаз статора в момент включения
5-3. ВХОЖДЕНИЕ В СИНХРОНИЗМ
Ротор синхронного двигателя с постоянными магнитами втяги-
вается в синхронизм в конце пуска под действием синхронизирующе-
го момента, возникающего от взаимодействия вращающегося поля
статора с полем возбужденных полюсов ротора.
Втягивание в синхронизм осуществляется в течение весьма ко-
роткого промежутка времени, соответствующего части периода изме-
нения тока. Так как переход ротора от подсинхронной скорости вра-
щения к синхронной осуществляется скачком, то на величину
входного момента большое влияние оказывает момент инерции само-
го ротора и связанных с ним вращающихся частей нагрузочного
устройства. При этом условия синхронизации будут тем благоприят-
нее, чем больше подсинхронная скорость вращения ротора, соответ-
ствующая нагрузочному моменту, и больше величина синхронизирую-
щего момента
Предельное значение скольжения, при котором еще обеспечи-
вается вхождение в синхронизм, sn может быть найдено из упрощен-
ного решения уравнения движения ротора [Л. 5-4 и 5-9]
р dt*
— Л4с,макс sin 9 — Л4нагр»
(5-8)
где J/p — приведенный момент инерции ротора и связанных с ним
вращающихся частей механизмов;
Мс макс — максимальный синхронизирующий момент;
Мнагр — момент нагрузки
Выражение для предельного скольжения входа имеет вид:
/2рЛ4с.макг
--------------L> (5-9)
где
L = 2 sin ---------»ИЭГР (9г - 6.) (5-10)
с.макс
зависит от отношения величины нагрузочного момента МНагр к ве
личине максимального синхронизирующего момента Мс макс. Углы
01 и 02 определяются из построений на одном графике (рис. 5-10)
синусоидальной функции синхронизирующего момев/а лгх== ф(0) —
кривая /, эквивалентной по площади (заключенной внутри функции)
10—1467 145
синхронного микродвигателя
Рис. 5-10. Угловые характери-
стики двигателя
реальной зависимости синхронизирующего момента от угла 0 — кри-
вая //, и прямой АВ, соответствующей нагрузочному моменту /пНагр-
Из выражения (5-9) следует, что предельное скольжение входа
будет тем больше, чем больше величина синхронизирующего момен-
та Л1с.макс и число пар полюсов машины и меньше угловая ско-
рость ю и момент инерции вращающихся частей.
Выражения (5-8), (5-9) позволяют построить зависимость предель-
ного скольжения входа sn от относительной величины нагрузочного
момента = Л4нагр/Л4с.макс* Действительно, по кривой синхронизи-
рующего момента (рис. 5-10) для различных значений в пределах
от 0 то 1,0 может быть построена зависимость функции L от
(рис. 5-11). По выражению (5-9) для каждого из может быть най-
дено свое предельное значение скольжения входа $д.
Такая зависимость, представленная на рис. 5-12, построена для
с постоянными магнитами (2р = 4,
= 50 гц) мощностью Ргн = 2,5 вт. Как
видно из кривой /пд =ф($п) на
рис. 5-12, предельное скольжение sn,
начиная с которого ротор под дей-
ствием избыточного момента может
войги в синхронизм, уменьшается
с увеличением нагрузочного момента
на валу.
Ротор доводится до подсинхрон-
ной скорости вращения за счет ре-
зультирующего момента, действую-
щего в режиме пуска. При этом чем
меньше жесткость результирующей
механической характеристики в асин-
хронном режиме, тем больше величи-
на скольжения ротора при одном и
том же моменте сопротивления на
валу. Следовательно, ротор войдет в
синхронизм при постоянном моменте
на валу только в том случае, если
он будет доведен результирую-
щим моментом до такого сколь-
ыне или равно предельному сколь-
дном графике построить зависимости
wx=(p(sn) и результирующего момента в относительных единицах
Мрез , ч
/През = *Л4—ajT” =<P(S)>TO точка пересечения кривых этих зависимо-
стей (рис. 5-13) определит соответствующее им скольжение вхо-
да $вх и момент входа A4BX = mxAfc макс. На рис 5-13 построены
соответствующие зависимости для синхронного микродвигателя с по-
стоянными магнитами мощностью ?2н = 2,5 вт при различных значе-
ниях суммы моментов инерции ротора и нагрузки А . Эксперимен-
тально найденные значения А1Вх--350; 325 и 265 кГ • см для различ-
ных , не намного отличаются от ссответствующих расчетных зна-
чений АГвх = 366; 336 и 280 Г • см.
При рассмотрении вопроса о вхождении в синхронизм синхрон-
ных микродвигателей с постоянными магнитами необходимо учиты-
вать ряд особенностей этих двигателей.
146
жения, которое будет в
жению входа sn. Если на
Одной из особенностей йвлйетсй зависимость синхронизирующих
свойств двигателя от величины степени возбужденности двигателя
потоком постоянных магнитов (e = Eq/U). Изменение в одновремен-
но приводит к изменению величины как синхронизирующего момен-
значении скольжения входа
(wx).
та, так и подспнхронного результирующего момента в асинхронном
режиме (рис. 5-3) При этом для двигателей малой мощности изме-
нение s — Eq/U приводит к относительно большему изменению вели-
Рис 5-13 К вопросу определения момен-
та входа в синхронизм.
чипы тормозного генератсрного момента, чем величины синхронизи-
рующего момеша. Поэтому если для двигателей большой мощности
увеличение е (при U — const) ведет к увеличению момента входа
в синхронизм, ю для двигателей малой мощности имеется опреде-
10* 147
Л&ЙНое оптимальное значение е, при котором момент входа в син-
хронизм имеет максимальное значение [Л 5-17]
На рис. 5-14 представлены опытные зависимости момента вхо-
да А1вх = ф(е) трехфазных синхронных двигателей мощностью Pzh =
=90 вт (кривая /) н Ргн—2,5 вт (кривая 2), которые наглядно под-
тверждают сказанное выше
Особенностью синхронных двигателей с постоянными магнитами
является зависимость их синхронизирующих свойств от момента
инерции ротора и приводимых во вращение механизмов Как следует
из выражения (5-9), предель-
Рис. 5-14 Изменение момента вхо-
да в синхронизм от степени воз-
бужденности двигателей.
/ — Р2н=90 вт, /=400 гц, 2р=8, 2 —
Р2н=2,5 вт, f=50 гц, 2р=4
ное скольжение sn находится
в следующей зависимости от
приведенного момента инер-
ции:
_ 1
5 ц — у у •
На рис. 5-15 представлена
экспериментальная зависимость
Л^вх = ф(^1) синхронного ми-
кродвигателя с постоянными
магнитами Р2н=2,5 вт, которая
показывает быстрое уменьше-
ние момента входа с ростом
момента инерции. На рис. 5-16
представлены зависимости
к. п. д. и cos ф в синхронном
режиме, соответствующие мо-
менту нагрузки, равному мо-
менту входа, от момента инер-
ции нагрузки
Рис 5-15. Изменение момента вхо-
да в синхронизм Мвх от суммарно-
го момента инерции ротора и на-
грузки J2 двигателя (f=50 гц,
2р=4).
Рис. 5-16. Изменение энергети-
ческих показателей двигателя,
соответствующих моменту вхо-
да в синхронизм, от суммарно-
го момента инерции ротора и
нагрузки.
Из кривых рис. 5-15 и 5-16 видно, что с ростомбыстро умень-
шается входная мощность двигателя и снижаются его энергетиче-
ские показатели, соответствующие Л4Вх. Все это ограничивает при-
менение синхронных двигателей с постоянными магнитами в приво-
дах с большим моментом инерции вращающихся частей
148
S-4. ОСОБЕННОСТИ РАБОЧЕГО РЕЖИМА
Работа двигателя при стабилизированных постоянных магнитах
в синхронном режиме аналогична работе синхронного двигателя
с электромагнитным возбуждением. Она может быть исследована
с помощью тех же зависимостей, что и в обычном двигателе [Л. 5-10
и 5-17]
Особенности рабочего процесса синхронных микродвигателей
с постоянными магнитами обусловливаются особенностями работы
постоянного магнита как источника н с. возбуждения В связи
с этим исследование рабочего про-
цесса в синхронных машинах с
постоянными магнитами проводит-
ся в тесной связи со схемами за-
мещения магнитных проводимо-
стей внешней магнитной цепи и
магнитным состоянием постоянно-
го магнита, определяемого рабо-
чей диаграммой магнита.
Схема замещения магнитных
проводимостей определяется ти-
пом магнитной цепи машины. Так,
для магнитной цепи рис 5-1 ис-
пользуется известная схема заме-
щения магнитных сопротивлений
на один полюс, представленная
на рис. 5-17.
На рис. 5-18 представлена схе-
ма магнитной цепи синхронного
двигателя с аксиальным располо-
жением постоянных магнитов
Рис 5-17 Схема замещения
магнитной цепи двигателя по
продольной оси.
— магнитное сопротивление маг-
нита, — магнитное сопротивле-
ние воздушного зазора в стыке по-
стоянного магнита и роторного
кольца — магнитное сопротив-
ление рассеяния магнита; —
магнитное сопротивление воздушно-
го зазора; R8 — магнитное сопротив-
ление рассеяния обмоткн статора.
(рис. 5-2); там же показаны пути магнитных потоков в рабочем ре-
жиме Распределению потоков, изображенному на рис 5-18, соответ-
ствуют схемы замещения магнитных сопротивлений по продольной
(рис 5-19) и поперечной (рис. 5-20) осям на один полюс В приве-
Рис 5-18 Схема магнитной цепи двигателя с аксиально расположен-
ными постоянными магнитами.
I — статор, II — постоянный магнит; III — короткозамкнутый ротор.
денных схемах замещения справа приложена условная н. с. магнита
F'c, слева — соответственно н с. якоря по продольной FOd (рис. 5-17
и 5-19) и поперечной Faq (рис. 5-20) осям.
Отличие представленных схем замещения, и в частности схемы
замещения по продольной оси (рис. 5-19), от соответствующей схемы
замещения синхронного двигателя с радиальным расположением по-
149
С1ояйных магйитов заключается в подключении параллельно Магнит-
ному сопротивлению соответствующему рассеянию обмотки якоря,
магнитных сопротивлений (Rj82— ярма статора, /?zs2— зубцов стато-
Ра, воздушного зазора, /?zn2— зубцов ротора, RjR2—ярма
ротора), соответствующих участкам магнитной цепи в зоне коротко-
замкнутого ротора.
Рис. 5-19. Схема замещения магнитной цепи по продольной оси.
Рис. 5-20. Схема замещения магнитной цепи по попереч-
ной оси.
150
Намагничиваемая сила Fad приложена одновременно к магнитным
сопротивлениям, соответствующим участкам магнитной цепи в зоне
короткозамкнутого ротора, и к магнитным сопротивлениям (/?/51 —
ярма статора, Рг51— зубцов статора, —воздушного зазора, —
рассеяния полюсов магнита, —магнита по продольной оси), соот-
ветствующих участкам магнитной цепи зоны постоянного магнита. Сов-
местное действие н. с. Fad и Ffc (условной н. с. магнита) определяет
величину магнитных потоков (Фу — соответствующего приложенному
напряжению, ф^] — воздушного зазора в зоне постоянного магнита,
ФЕ2 — воздушного зазора в зоне короткозамкнутого ротора, Фй — рас-
сеяния обмотки якоря, Фам—рассеяния магнита, фм — магнита), дей-
ствующих в рабочих режимах.
Схемы рис. 5-17, 5-19 и 5-20 лежат в основе расчета двигателей.
С помощью схем замещений определяется рабочая прямая возврата
на диаграмме магнита, от положения которой зависит мощность дви-
гателя, определяются параметры
двигателей.
Положение точки отхода пря-
мой возврата Л1п (рис. 5-21) опре-
деляется наибольшим размагничи-
ванием, которому постоянный маг-
нит подвергается во время сборки
или работы двигателя. Так как
в принципе сборка намагниченно-
го ротора может быть осуществле-
на без размыкания внешней маг-
нитной цепи магнита (например,
с использованием магнитного
шунта), то наибольшее его раз-
магничивание происходит в пер-
вые циклы включения (выключе-
ния) двигателя.
Стабилизация постоянного
магнита в синхронном двигателе
с радиальным расположением маг-
нита происходит в так называе-
мом режиме «противовключения1».
Этот режим наступает в асин-
хронном режиме двигателя при
малых скольжениях, когда демп-
фирующее влияние токов, на-
веденных 'вращающимся маг-
нитным полем в короткозамкну-
той обмотке ротора, ничтожно
мало. В одном из положе-
Рис. 5-21. Рабочая диаграмма
магнита.
ний ротора н. с. полюсов вращающегося ротора и н. с. обмотки ста-
тора оказываются направленными по одной оси навстречу друг дру-
гу. В этом положении ротора размагничивающая и. с. якоря
является максимальной и ее действие при малом скольжении прояв-
ляется в полной мере.
Размагничивающее действие и. с. противовключения может быть
определено из построений на рабочей диаграмме магнита [Л. 5-3 и
5-10].
151
Рис. 5-22. К определению
точки отхода прямой воз-
врата в двигателе с ра-
диально расположенными
постоянными магнитами
На рис. 5-21 приведена рабочая диаграмма магнита для синхрон-
ного двигателя с радиальным расположением постоянных магнитов
Вправо от оси ординат приведены кривые, представляющие за-
висимости н с, необходимых для проведения потока через техноло-
гический воздушный зазор в стыке между роторным кольцом и по-
стоянным магнитом (кривая /?р) и через приведенный воздушный за-
зор между статором и ротором (кривая /?$), от соответствующих
потоков Внизу от оси абсцисс строятся кривые, представляющие за-
висимости потока рассеяния полюса (роторного кольца) —кривая G0
и составляющей потока, соответствующей рассеянию обмотки стато-
ра,— кривая Gs, от соответствующих
н. с
Предположим, что постоянный
магниг стабилизирован так называе-
мым режимом вынутого ротора. В
большинстве случаев этот режим для
микродвигателей такой конструкции
в силу повышенного рассеяния ро-
торного кольца является менее опас-
ным с точки зрения размагничивания,
чем 'режим противовключения. Тогда
положение прямой возврата на диа-
грамме магнита определится некото-
рой точкой Л2 на кривой размагни-
чивания.
Вычитая из абсцисс прямой воз-
врата 1 (рис. 5-21) абсциссы кри-
вой получаем кривую 2, пред-
ставляющую собой зависимость меж-
ду потоком магнита и н. с. на по-
верхности полюса роторного кольца.
Вычитая из ординат кривой 2 орди-
наты кривой Go» получаем кри-
вую 5, изображающую продольный активный поток в зависимо-
сти от н. с. на поверхности ротора. Вычитая из абсцисс новой кри-
вой 3 абсциссы кривой получаем кривую 4, дающую зависимость
между продольным потоком Od и н. с. продольной реакции якоря Fad-
Вычитая из ординат кривой 4 ординаты кривой Gs, получаем кри-
вую 5, изображающую составляющую потока, соответствующую про-
дольной составляющей напряжения Ud, или, в другом масштабе, за-
висимость от продольной составляющей напряжения Ud продольного
тока якоря /d-
Точка Пи кривой 5 с ординатой Ua, пропорциональной U, соот-
ветствует режиму противовключения. С помощью ступенчатого об-
ратного передвижения от точки Un к кривой размагничивания опре-
деляют положение точки Мп отхода прямой возврата в режиме про-
тивовключения (рис. 5-21).
Положение прямой возврата может быть найдено согласно
[Л. 5-3] в результате пересечения вспомогательной прямой, называе-
мой характеристикой противовключения, с кривой размагничивания
(рис. 5-22).
Уравнение характеристики противовключения имеет следующий
вид [Л. 5-3]:
(5-11)
152
Где
Gtf i
Gn = tg an = ! + >
Gh — Ga + j »
^ + -57
,_u_ _ 1 1
k~ Ea ’ - 1 + GsRb ’ *’ - 1 + Rs (GM+G0)'
В выражениях (5-13) и (5-14) не учитывается магнитное
тивление воздушного зазора в стыке постоянного магнита и
ного кольца в силу7 его малости.
После того как найдено положение прямой возврата, легко оп-
ределить значение э. д. с. холостого хода Eq, наводимой возбужден-
ным ротором в разомкнутой обмотке якоря:
(5-12)
(5-13)
(5-14)
сопро-
ротор-
£0 — Ер 1 _|_ /?40о
(5-15)
где ЕР — ордината точки До пересечения прямой возврата с прямой
характеристики холостого хода Go на диаграмме магнита в относи-
тельных единицах (рис. 5-22); Er = 4k<$kowfBrSK, [в] — величина оста-
точной э. д. с.
Построение рабочей диаграммы удобно производить в относи-
тельных единицах [Л. 5-3, 5-10]. В этом случае основными базовыми
параметрами магнита являются:
1) остаточная индукция Вг;
2) коэрцитивная сила Яс;
3) остаточный магнитный поток на полюс ФГ=ВГ5М, где SM — се-
чение полюса магнита;
4) намагничивающая сила Ес—Нс1м. где /м— длина средней маг-
нитной линии на одни полюс;
5) магнитная проводимость Сед=Фг//*’с;
6) магнитное сопротивление/?ед=Л./Фг.
В синхронных микродвигателях с аксиальным расположением по-
стоянного магнита наибольшее размагничивание магнита происходит
в режиме короткого замыкания — в момент подключения двигателя
к сети при неподвижном роторе [Л. 5-12].
Для двигателя с радиальным магнитом этот режим не является
опасным благодаря демпфирующему влиянию токсв, наводимых в ко-
роткозамкнутой обмотке ротора, расположенной над магнитом.
В синхронном двигателе с аксиальным магнитом короткозамкнутая
обмотка ротора не защищает магнит от воздействия н. с. якоря, дей-
ствующей в момент включения, и, как видно из схемы замещения
рис. 5-19, н. с. якоря оказывается приложенной непосредственно
к ветви магнитной цепи, соответствующей зоне постоянного магнита.
Так как постоянный магнит имеет малое рассеяние и слабые контуры
демпфирующих вихревых токов из-за большого удельного электриче-
ского сопротивления материала магнита, то размагничивающее дей-
ствие н. с. якоря в этом случае проявляется весьма сильно.
153
Для определения Положения точки отхода прямой возврата на
диаграмме магнита необходимо по схеме замещения двигателя
в асинхронном режиме при s=l определить установившееся значение
тока короткого замыкания /к
и умножить его на коэффици-
ент ударности £уД = 1,15-г-1,3 *,
учитывающий увеличение раз-
магничивающего действия за
счет ударного тока короткого
замыкания /к уд
Приведя найденное значе-
ние 1к уд = &уд/к к полюсам
магнита
/к.разм —
^К.уд
(5-16)
на диаграмме магнита откла-
дывают в относительных еди-
ницах (рис 5-23) влево от оси
Рис. 5-23. К определению точки отхо-°РдинаТ отРезок Отрази, из
да прямой возврата в двигателеточки разм 1П'РОВОДИТСЯ ЛРЯ’
с аксиально расположенными по-мая’ параллельная результи-
стоянными магнитами. рующеи "Р^одимости Обо, до
пересечения с кривой размаг-
ничивания. Точка Л4К пересече-
ния этой прямой с кривой размагничивания и является искомой точ-
кой отхода прямой возврата
Значение э. д. с.холостого хода Ео определяется так же как в
(5-15), где в этом случае (рис. 5-19).
Как следует из построений на диаграмме магнита (рис. 5-23) и
выражения (5-15), величина э. д. с. Ео, при постоянном U характе-
ризующая возбужденность машины, зависит от размеров и свойств
постоянных магнитов, положения прямой возврата и параметров
магнитной цепи двигателя. В свою очередь положение точки отхода
прямой возврата определяется величиной стабилизирующего размаг-
ничивания и параметрами магнитной цепи. Известно, что для наи-
лучшего использования энергии постоянного магнита необходимо,
чтобы точка отхода прямой возврата на диаграмме магнита занима-
ла определенное оптимальное положение
5-5. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПОСТОЯННОГО МАГНИТА В СИНХРОННОМ
МИКРОДВИГАТЕЛЕ С РАДИАЛЬНО РАСПОЛОЖЕННЫМИ
ПОСТОЯННЫМИ МАГНИТАМИ
Использование постоянного магнита в синхронном двигателе ха-
рактеризуется коэффициентом g, равным [Л. 5-3, 5-10]:
£ — Е^1п —
0
(5-17)
’Коэффициент Л ~1,15-М,3— эмпирическая величина; ббльшие его зна-
чения соответствуют двигателям большой мощности [Л. 5-17].
154
где произведения Е01п и EQIK соответственно равны удвоенной пло-
щади треугольников 04кМп и 04к4о на диаграмме магнита в отно-
сительных единицах (рис 5-22), е — степень возбужденности Коэф-
фициент использования | определяется характеристикой размагничи-
вания магнита, величиной стабилизирующего размагничивания в ре-
жиме противовключения и параметрами магнитной цепи двигателя.
Чем больше g, тем лучше использован магнит, тем меньше при про-
чих равных условиях его объем
На рис. 5-24 представлены зависимости коэффициента использо-
вания g от Gn = tgan— тангенса угла наклона характеристики про-
тивовключения при различных значениях проводимости холостого хо-
да Go для трех сплавов постоянных магнитов: ЮНДК-24,
ЮНДК-24Т2 и ЮНДК-35Т5.
Как видно из кривых рис 5-24, для каждого значения проводи-
мости холостого хода Go имеется оптимальное значение проводимо-
сти Gn, при котором коэффициент g имеет максимальную величину.
При этом коэффициент g тем больше, чем больше величина проводи-
мости холостого хода Go Так как величина
G. = G5 + G, (5-18)
определяется в основном проводимостью воздушного зазора, то для
максимального использования постоянного магнита величина его (за-
зора) должна быть как можно меньше
В синхронных двигателях с постоянными магнитами, как и в дру-
гих электрических машинах с постоянными магнитами, величина
воздушного зазора выбирается минимально возможной из технологи-
ческих соображений.
Магнитная проводимость приведенного воздушного зазора в от-
носительных единицах может быть найдена по следующей формуле
[Л. 5-17].-
G5s=0,74
Df-10-*
(0,004+^ р
Нс
Вг'
(5-19)
Как следует нз выражения (5-19), проводимость G$ не зависит
от длины статора (ротора) и определяется только внутренним диа-
метром статора D/, числом пар полюсов машины р и свойствами по-
стоянного магнита (Вг и Нс).
155
Следовательно, при выбранном листе стали статора и свойствах
постоянного магнита однозначно определяется величина относитель-
ной магнитной проводимости воздушного зазора 0%.
Для каждого значения относительной проводимости при вы-
бранном &=Eo/U имеется определенная величина магнитной прово-
димости рассеяния роторного кольца Gs, при которой использование
магнита будет максимально
На рис. 5-25 представлены зависимости Ga и отношения gK=Ga/Gj
or проводимости при различных значениях 'степени возбужденности
Рис. 5-25. К выбору оптимальных значений магнит
156
в, построенные для трех сплавов постоянных магнитов ЮНДК-24,
ЮНДК-24Т2 и ЮНДК-35Т5 [Л. 5-17]. Эти зависимости устанавли-
вают связь между основными параметрами схемы замещения магнитной
цепи синхронного двигателя с радиально расположенными постоянными
магнитами (G5 и GJ и степенью возбужденности двигателя в = E^/U,
исходя из условия оптимального использования энергии постоянных
магнитов.
Используя выражение (5-19) и кривые рис. 5-25, можно пред-
варительно найти значения оптимальных магнитных проводимостей
при выбранных из условий пускового и рабочего режимов зна-
чениях е, а следовательно, и определить размеры между полюсных
прорезей ср роторного кольца [Л. 5-17]:
10” *
Ср 1,1
<?а/СеД
(5-20)
где /р к — длина роторного кольца, сж, kc—коэффициент заполнения
стали.
В формуле (5-20) коэффициент 1,1 учитывает увеличение реаль-
ной проводимости рассеяния по сравнению с рассеянием только меж-
ду параллельными стенками междуполюсного паза (рис. 5-1). Тол-
щина роторного кольца йр.к может быть найдена как
hp.K = Di^— [cai],
(5-21)
где kh выбирается предварительно по кривым рис. 5-8 [Л. 5-17].
157
5-6. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПОСТОЯННОГО МАГНИТА В СИНХРОННОМ
МИКРОДВИГАТЕЛЕ С АКСИАЛЬНО РАСПОЛОЖЕННЫМИ
ПОСТОЯННЫМИ МАГНИТАМИ
Использование постоянного магнита в рассматриваемом двигате
ле, так же как и в двигателе с радиально расположенными постоян-
ными магнитами, определяется коэффициентом использования £
(рис. 5-26).
Рис. 5-26 К вопросу использования постоянного магнита
в двигателе по рис. 5-2.
На рис. 5-23 представлена рабочая диаграмма магнита для рас-
сматриваемого двигателя Как видно из рис. 5-23, площадь треуголь-
ника О А кЛ1ц зависит от положения прямой возврата, которое, в свою
очередь, зависит от величины стабилизирующего размагничивания
уд а.
Для сравнения величины продольной составляющей тока вклю-
чения ZKda асинхронного режима (s=l,0) с величиной продольной
составляющей тока противовключения Лп запишем:
U
будЛ^а гк-а 1 Zd
/dn ^+£0 ~*1Д1+вгка’
(5-22)
^d
где 2d и zK.a — полные сопротивления обмотки статора по продоль-
ной оси соответственно в синхронном и асинхронном ($=1,0) ре-
жимах.
Принимая во внимание отношение (5-22), коэффициент исполь-
зования (5-17) можно записать как
?==(1 + е)Е0/куд ах, (5-23)
где
Л уд а —^уд/к dal (5-24)
Zfq
х=т;- (5-25)
158
Иа рис. 5-26 представлены зависимости “ «= (1 + е)£о/к уд a ot
тока /к уд а при различных значениях магнитной проводимости холо-
стого хода Go Для трех сплавов постоянных магнитов (ЮНДК-24Т2,
ЮНДК-35Т5 и оксидно-бариевого — Ферримаг-1).
Из кривых рис. 5 26 видно, что для каждого значения Go имеет-
ся оптимальное /куда, при котором
(при х = const) имеет максимальную
эффициент использования § будет
тем меньше, чем меньше отноше-
коэффициент использования g
величину. В общем случае ко-
---------------------0
д
с
ООО
4о
ООО
о,
о/
О л
h о
Q
Рис 5-27. Кривая изменения х
в зависимости от номинальной
мощности двигателей
f=50 гц-, 2р=4.
Рис. 5-28. Схема включения
однофазного конденсаторного
синхронного двигателя с по-
стоянными магнитами.
ние х (5-25). Отношение х зависит от мощности двигателя, его по-
люсности и частоты питающего напряжения. На рис. 5-27 представ-
лена зависимость х от номинальной мощности двигателя Ргн для
четырехполюсных двигателей на частоту 50 гц.
Как следует нз рассмотрения кривой рис. 5-27 и выражения
(5 23), использование магнитов в рассматриваемых двигателях резко
снижается с увеличением их мощности
Все это с учетом вышесказанного о соотношении активных объе-
мов постоянных магнитов в рассматриваемых двигателях (§ 5-2) де-
лает нецелесообразным использование конструкции с аксиально рас-
положенными постоянными магнитами для микродвигателей относи-
тельно большой мощности
5-7. ОДНОФАЗНЫЕ КОНДЕНСАТОРНЫЕ СИНХРОННЫЕ
МИКРОДВИГАТЕЛИ С ПОСТОЯННЫМИ МАГНИТАМИ
На практике очень часто синхронные микродвигатели питаются
от однофазных сетей В этих случаях для синхронных микродвига-
телей с постоянными магнитами и асинхронным пуском используется
конденсаторное включение
В настоящее время существует большое число схем включения
конденсаторных двигателей. Наиболее широкое распространение по-
лучили схемы с двухфазными обмотками статора и конденсатором
включаемым последовательно или параллельно одной из фаз. Широ-
кое применение находят также схемы включения с трехфазными об-
мотками статора, соединенными в звезду или треугольник Преиму-
159
Щёством 7аких Двигателей явлйеТся их «универсальйос1ъ» — возмож-
ность работы как от однофазных, так и от трехфазных сетей.
Для анализа работы конденсаторных двигателей рассмотрим схе-
му с двухфазными параллельно соединенными и сдвинутыми в про-
странстве иа 90° обмотками, так как она объединяет большую груп-
пу схем включения однофазных двигателей При этом мы будем
рассматривать наиболее распространенные и простые двигатели с пол-
ностью обмотанным статором при использовании одного фазосдви-
гающего сопротивления гс во вспомогательной фазе (рис. 5-28).
Пусковой режим однофазного конденсаторного синхронного
двигателя с постоянными магнитами
Режим работы конденсаторного синхронного двигателя с постоян-
ными магнитами при пуске (в асинхронном режиме) можно предста-
вить как совмещение двух режимов [Л. 5-11]:
I — режима однофазного конденсаторного асинхронного двигате-
ля (асинхронный ход невозбужденной синхронной машины, подклю-
ченной к сети с напряжением U);
II — режима короткого замыкания двухфазного синхронного ге-
нератора с конденсатором в одной из фаз при переменной скорости
вращения ротора.
Токи, вращающие моменты и мощности первого режима могут
быть определены с помощью системы уравнений для токов прямой
и обратной последовательностей обычного конденсаторного асинхрон-
ного двигателя при подстановке в них усредненных сопротивлений
обмоток с учетом разности магнитных проводимостей ротора по про-
дольной и поперечной осям [Л. 5-7 и 5-9].
Выражения токов фазы А прямой и обратной IA2 последова-
тельностей второго режима имеют следующий вид [Л. 5-11]:
2k?ZA2 + Zc
1а ' = Е°А ZAi (WZA2 + Zc) + ZA2ZC ’ (5’26)
= Еол ZAl(2k^ZA2+Zc)+ZA2Zc ’ (5’27)
где Eqa—э. д с вращения, наводимая в фазе А разомкнутой об-
мотки статора при вращении ротора с синхронной ско-
ростью;
ZA\— полное сопротивление фазы 4 токам прямой последова-
тельности;
Z А2—полное сопротивление фазы А токам обратной последова-
тельности;
Zc — полное сопротивление конденсатора;
k — коэффициент трансформации обмоток статора.
Ток фазы А равен:
7А = 2£оа гЛ1 (2^Л2 + zc) + z42zc • (5’28)
Ток любой из фаз синхронного двигателя с постоянными магни-
тами является суммой двух токов* тока первого режима (IА1 или /щ),
изменяющегося с частотой сети fi, и тока второго (Iап или 1вп)
режима, изменяющегося с частотой /2=А(1—s). Результирующий
160
ток любой фазы при всех скоростях, отличных от синхронной, таким
образом, будет несинусоидальным
Действующие значения токов фаз могу! быть найдены как
(5-29)
= V ^А1 + Л11 ’
(5-30)
Так как токи фаз несинусоидальны, то по их величине нельзя
судить о характере вращающегося магнитного поля, создаваемого то-
ками статора первого режима За г
счет токов второго режима даже
в случае, когда токи первого ре-
жима создают круговое вращаю-
щееся поле, эффективные токи
фаз не равны по величине, причем
разница в токах будет зависеть
от величины (Магнитного поля по-
стоянных магнитов, т. е. от сте-
пени возбужденности машины е—
Рис. 5-30 Схемы замещения
синхронной машины в режиме
короткого замыкания токов
обратной последовательности.
Рис 5-29 Схемы замещения син-
хронной машины в режиме корот-
кого замыкания для токов прямой
последовательности
— Eq[U. Чем больше 8, тем больше токи второго режима и тем боль-
ше результирующий ток фазы отличается от синусоидального
Ток /, поступающий из однофазной сети, является суммой токов
первого и второго режимов*
. 4=.^i+/bi; (5-31)
Al= 'ли + ' ВИ’ (5-32)
1 — V А2 + А2
(5-33)
Параметры, входящие в уравнения токов второго режима (5-26) —
(5-28), могут быть определены с помощью схем замещения фаз А и
В для прямой и обратной последовательностей (рис. 5-29, 5-30).
Схемы замещения для токов прямой последовательности
(рис. 5-29) ничем не отличаются от схем замещения синхронной ма-
шины в режиме короткого замыкания при переменной скорости вра-
щения. Полное сопротивление фазы А токам прямой последователь-
ности
rSA । XqA
ai~(i^s}aa+1 Аа ’
(5-34)
11—1467
161
где
rSA ~Ь XqA(l ~~ s)2
гм+^лх?л(1-«)2’
(5-35)
Полное сопротивление фазы А токам обратной последовательности
( ? -S4 Д
Л2 ~ Ц _ s + ГеД J + i “Ь ^ед)* (5-36)
В выражении (5-36) гед н хед— соответственно активное и ин-
дуктивное сопротивления разветвления схемы замещения (рис. 5-30):
= 2 0 - s)-^А г'/?л
rRA + 4 0 — s)2 (хаА + X'rA^
(5-37)
ХаА *>А + 4 0 ~~ SV Хa AX'RA (Хол+Х'^л)
Хеп~ 'м + ^-*УЛхаА + х'яАУ
Параметры ZBi и ZB2 рассчитываются по формулам:
ZB1 —
(5-38)
(5-39)
Zb2=&ZA2+Zc, (5-40)
где
ZC ~ ~ i (1 — s)2 ’ I5'41)
Хс—реактивное сопротивление конденсатора при частоте сети f\.
Электромагнитная мощность от токов прямой последовательности
второго режима представляет собой величину электрических потерь
в обмотке якоря при протекании по ней токов прямой последова-
тельности:
= VAl rSA- (5-42)
Электромагнитная мощность от токов обратной последователь-
ности второго режима равна сумме электрических потерь в обмотке
статора от токов обратной последовательности и электромагнитной
мощности, передаваемой полем обратной последовательности со стато-
ра на короткозамкнутую обмотку ротора, который по отношению
к этому полю находится в тормозном режиме:
Рэг = 2/д2г5Х "Ь 2/2 2гед. (5-43)
Электромагнитный вращающий момент второго режима равен сумме
моментов прямой и обратной последовательностей:
п,9 ^*$Х
^эП — ^А\\ —. S
42
(5-44)
Выражение для результирующего момента, действующего при
пуске, определится как разность асинхронного двигательного момента
первого режима и тормозного момента второго режима:
44 э—М эх—А4эц.
(5-45)
162
Рабочий режим однофазного конденсаторного синхронного
двигателя с постоянными магнитами
Работу конденсаторного двигателя с постоянными магнитами
в синхронном режиме по аналогии с пусковым режимом можно рас-
сматривать как совместную работу двух машин*
1) синхронного конденсаторного реактивного двигателя, питаю-
щегося от сети с напряжением U;
2) двухфазного синхронного генератора в режиме короткого за-
мыкания, в одну из фаз которого включен конденсатор С
В первом случае не учитывается действие возбужденных полю-
сов— считается, что £'о=О Во втором случае не учитывается нали-
чие напряжения источника питания — считается, что U—0.
Такой метод суперпозиции вполне допустим для ненасыщенных
и малонасыщенных машин, какими в общем случае являются син-
хронные двигатели малой мощности.
Тогда выражения для токов фазы А прямой (Jua\) и обратной
Циль) последовательностей для первого режима могут быть найдены
через сопротивления синхронного двигателя прямой (Z'ai) и обрат-
ной (ZA2\ последовательностей как
, _ г'Г ZM^^jk)+Zc .
IvA' ~ U 2'Л1 (2^Л2 + 2С) + ZA2ZC’
UA2 = U 2'л1 (2^2Л2 + Zc) + ZX2ZC ’ <5'47>
Выражения для токов фазы А второго режима могут быть най-
дены через соответствующие сопротивления Z" АХ и ZA2 двухфазного
синхоонного генератора, в одну из фаз которого включен конденса-
тор С:
1еа\=- E^Z"m (2^Л2 + Zc) + ZA2ZC' (5'48)
zc
'Ем = ~ Ем Z"Ai(2^ZA2+Zc)+Z^' (5’49)
В соответствии с выражениями (5-46)—(5-49) токи фазы А пря-
мой и обратной последовательностей будут равны:
= ^UAi + ^eav (5-50)
^Л2 “ VA2 + ^ЕА2- (5-51)
Полный ток фазы А определится как
f А 1=3 ? А1 + ^А2" (5-52)
Используя известные соотношения между токами прямой и об-
ратной последовательностей фаз Л и В
можно легко определить значение полного тока /в фазы В, а также
общего тока 7, потребляемого двигателем из однофазной сети:
1 = }А + 4 = (5-53)
11* 163
Коэффициент мощности двигателя определится по фазовому
сдвигу полного тока I относительного вектора напряжения U.
Следовательно, задаваясь различными значениями внутреннего угла
О г/, по уравнениям (5-46)—(5-53) можно легко определить значения
токов двигателя, а также его cos ф. Электромагнитная мощность
однофазного конденсаторного двигателя может быть найдена как
разность потребляемой мощности Р\ и суммы электрических потерь
в обмотке статора:
Рэ — Ul cos у —(1% rsA + Css)* (5-54)
Мощность на валу и к. п. д. двигателя определяются по извест-
ным формулам.
Условия получения кругового вращающегося поля
Уравнения для токов (5-47), (5-49) и (5-51) позволяют опреде-
лить условия получения кругового вращающегося поля в зависимо-
сти от параметров двигателя и внутреннего угла 0п. Приравнивая
нулю ток обратной последовательности JА2 (5-51) и принимая во
внимание уравнения (5-47) и (5-49), записываем:
Л12 = ^UA2 + ?ЕА2 = (5-55)
или
* Z'Ai(^ + ik)+Zc . zc
z'Al &&zA2 + Zc),+ ZA2ZC £ox Z"Ai (2^Z42+ zc) + zA2zc •
(5-56)
Решая уравнение (5-56) относительно &и xc(Zc), можно найти
условия образования кругового поля в машине в функции ее парамет-
ров и внутреннего угла 0(9^ ):
__ XdA 0 + е4 cos ) - rSA*A stn .
rSA 0 + еД cos ’
k $XdA + г$д)
XC 1 — ед cos 9^
(5-58)
Уравнения (5-57) и (5-58) показывают, что в конденсаторном
синхронном двигателе с постоянными магнитами уравновешенный
режим работы имеет место при определенной нагрузке на валу. Осо-
бенностью конденсаторного синхронного двигателя с возбужденными
полюсами является то, что в отличие от конденсаторных асинхронных
и синхронных реактивных двигателей уравновешенный режим его
работы нарушается при изменении напряжения питания U и измене-
нии £=EqILJ (при Eq=const). Последнее объясняется тем, что, как
известно, в любой синхронной машине при постоянном возбуждении
(Ео=const) полные входные сопротивления обмоток (Za и Zb),
так же как и cos ф машины, являются функциями напряжения пита-
ния. Все это необходимо учитывать при проектировании и эксплуата-
ции конденсаторных синхронных двигателей с возбужденными полю-
сами.
164
5-8. ХАРАКТЕРИСТИКИ И ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ СИНХРОННЫХ
МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ С ПОСТОЯННЫМИ МАГНИТАМИ
В настоящее время в качестве микродвигателей переменного
тока для электроприводов с постоянной скоростью вращения приме-
няются синхронные реактивные двигатели, гистерезисные двигатели и
двигатели с постоянными магнитами.
Сравнение синхронных микродвигателей различных типов показы-
вает, что микродвигатели с постоянными магнитами при сравнитель-
Рис. 5-31. Пусковые характеристики синхрон-
ного микродвигателя.
--------в трелфазиом режиме;-----------в одно-
фазном режиме.
но небольших моментах инерции нагрузки имеют лучшие пусковые
и рабочие свойства, начиная с самых малых мощностей [Л. 5-14 и
5-17]
В табл. 5-1 приведены данные ряда опытных образцов синхрон-
ных микродвигателей с постоянными магнитами. Двигатели типов
СДПМ-1—СДПМ-4 выполнены с аксиальным расположением по-
стоянных магнитов и короткозамкнутой обмотки, двигатели типов
СДПМ-5—СПДМ-7 — с радиальным расположением постоянных маг-
нитов и короткозамкнутой обмотки.
На рис. 5-31 и 5-32 для примера представлены пусковые и рабо-
чие характеристики одного из синхронных микродвигателей с по-
стоянными магнитами (СДПМ-6) в трехфазном и однофазном (кон-
денсаторном) режимах работы.
Положительными свойствами синхронных микродвигателей с по-
стоянными магнитами являются повышенная по сравнению с други-
ми типами двигателей устойчивость работы в синхронном режиме и
их высокая стабильность скорости вращения (разд. 8), способность
синфазного вращения в групповых приводах, сравнительно высокие
значения энергетических показателей (к. п. д. н cos(p).
К недостаткам синхронных микродвигателей можно отнести
большую кратность пускового тока, что имеет значение при работе
таких двигателей от полупроводниковых преобразователей тока,
а также более высокую стоимость по сравнению с реактивными и ча-
стично с гистерезисными двигателями.
165
блица 5-1 С ДПМ-7 ” 5 5 S ’ § Г 8 § § § 8 « Ь. о § 2 — СО ХГ ° ° “ Гх.
С ДПМ-6 'ф сч > О СЧ О л? те ’'З 5 С> CD я$* •— 10 L0 Q со о сч 2 £ ю g S g «> S ад ю g — СЧ -ф О О О
С ДПМ-5 ю н те £ к 8 S 8 1 | * § - О g $ О - t 2 °- М- 10 — СЧ ОЙоС'О ” Е — Е с S
С ДПМ -4 ю LQ сч й Й | | g 3- 10 •— СЧ ООО X 2
сдпм-з 10 —и . о те о о о о 10 о q « " « 3 1 § S ? g S 8 ® я. ’ 8 со — сч ° ° 04 сч ый
СДПМ-2 ХГ СЧ о ь. еч отеоооослсоадад о « й s ” S ?SSStDr'Sg„g Р со — О О -ф" сч
СДПМ-1 10 О О — СО 10 сч СЧ 10 10 10 Р хгсч22^со_1лто 00 04 2 и X - § 2 2 S S § С о>- о о « 2 S ~
16( Параметры Основные данные Внутренний диаметр статора IL-, мм Лг Наружный диаметр статора D , мм Длина пакета статора мм Внешний диаметр корпуса Dlt мм Длина корпуса мм Материал магнита X а рактериспгики Линейное напряжение в Число фаз т Частота сети f, гц Скорость вращения пс, об/мин Момент входа в синхронизм Г-см Момент выхода из синхронизма Г-см К. п. д., соответствующий Мдх, % К п. д., соответствующий Мвых, % cos ср, соответствующий Мвх cos ср, соответствующий ВЫ -X Пусковой ток 1п, а Пусковой момент Мп, Г-см Емкость конденсатора С, мкф
Преимущества и недостатки характеристик синхронных двигате-
лей с постоянными магнитами определяют и области их применения
Синхронные микродвигатели с постоянными магнитами могут
быть с успехом применены в различных лентопротяжных записываю-
щих устройствах, в аппаратах звуко- и видеозаписи, электропроигры-
вателях и радиолах, в приводах программно-управляющих приборов,
регистраторов, механизмов реле и т. п.
В настоящее время рядом организаций разрабатываются как от-
дельные двигатели с постоянными магнитами, так и серии таких дви-
гателей, в частности, отрезок серии универсальных (предназиачен-
Рис. 5-32. Рабочие характеристики синхронного
микродвигателя.
--------в трехфазном режиме; ----------й однофаз
ном режиме
ных для работы от однофазной и трехфазной сети) синхронных дви-
гателей с постоянными магнитами, рассчитанных на работу от сети
с частотой 50 гц и напряжением 220 в. Двигатели отрезка серии —
четырехполюсные, имеют скорость вращения 1 500 об/мин и номи-
нальные мощности при однофазном питании Р2н=1; 2,5; 6; 10; 25 вт.
Они рассчитываются для работы в нормальных и тяжелых условиях
и будут иметь повышенную равномерность скорости вращения и зна-
чительные кратности пусковых моментов.
Раздел шестой
ТИХОХОДНЫЕ РЕДУКТОРНЫЕ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛИ
НА ЗУБЦОВЫХ ГАРМОНИКАХ ПОЛЯ
6-1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Развитие современной техники поставило ряд задач, успешное ре-
шение которых требует создания высоконадежных тихоходных элек-
тродвигателей с большим сроком службы. Особое значение таким
167
двигателям придается в тех отраслях техники, в которых борьба за
малые габариты и вес электрооборудования вызвала переход на высо-
кочастотные источники питания
Известные способы получения низких скоростей вращения, такие
как увеличение числа полюсов двигателя и использование механиче-
ских редукторов, в ряде случаев не позволяют успешно решить про-
блему тихоходности микропривода
в силу присущих им недостатков
увеличения габаритов и веса приво-
да, увеличения шума, снижения на
дежности и срока службы
Таких недостатков лишены тихо
ходные двигатели с электромагнит-
ной редукцией скорости вращения,
которые стали известны сравнитель
но недавно как редукторные или ин-
дукторные двигатели [Л 6 1, 6-2]
Принцип действия редукторных
электродвигателей (РД) осиоваи на
использовании зубцовых полей, вы
званных открытыми пазами статора
и ротора, в качестве основного рабо-
чего поля машины Их амплитуда и
скорость вращения в пространстве
зависят соответственно от степени
искажения результирующего поля в
зазоре РД открытыми пазами стато-
ра и ротора, а также от числа пазов и скорости вращения ротора
Вследствие этого стало возможным повторить все известные до на-
стоящего времени электрические машины, но уже в виде тихоход-
ных и бесконтактных
Совместно эти качества удается получить лишь в условиях тако-
го возбуждения поля в зазоре РД, когда все обмотки, участвующие
в электромеханическом преобразовании энергии, расположены на не-
подвижном статоре Зубчатый ротор в редукторных двигателях не
имеет обмоток и выполняет роль модулятора магнитного поля
Скорость вращения РД без применения каких-либо механических
понижающих устройств во много раз меньше скорости вращения
обычных электрических машин, полюсность которых определяется
числом полюсов обмотки питания РД
Рис 6 1 Конструктивная
схема редукторного двига-
теля
6-1 КРАТКИЕ СВЕДЕНИЯ ПО ТЕОРИИ ОБМОТОЧНЫХ И ЗУБЦОВЫХ
ПОЛЕЙ
При равномерном воздушном зазоре, когда статор и ротор глад-
кие (пазы закрыты), кривая магнитного поля в воздушном зазоре
повторяет кривую н с обмотки и, так же как икс, может быть
представлена в виде суммы большого числа гармоник порядка v
V
Fvm COS — V,
1
где
168
F (x) — н.с. обмотки;
(6-1)
4 ]Л2 Iw
~-----— амплитуда v-й гармоники и. с.,
/ — ток обмотки,
W — число витков обмотки,
р, х — число пар полюсов и полюсное деление об-
мотки,
— обмоточный коэффициент v-й гармони-
ки н. с.,
Ло — удельная магнитная проводимость равномер-
ного воздушного зазора равная:
, 4л 10“7
Хо= ----->----[гн/л2]. (6-2)
Каждая v-я гармоника поля возбуждается в равномерном зазо-
ре соответствующей гармоникой н с Амплитуды этих гармоник
обратно пропорциональны их порядковому номеру и зависят от рас-
пределения проводников вдоль
рас точки статора и шага об
мотки Поэтому в литературе
их принято называть обмоточ-
ными гармониками поля
При зубчатом строении
статора и ротора кривая поля
в зазоре не является геометри-
ческим подобием кривой н с
обмотки F(x) (рис 6 2) ив
общем случае с помощью ме-
тода суперпозиции может быть
представлена в виде двух со-
ставляющих обмоточного поля
которое соответствует
равномерному приведенному
зазору и составляю
щей 5г(х), которая определяет
зубцовое поле машины
Первая из составляющих
до своему спектральному
составу подобна кривой н с
обмотки с той лишь разницей,
что при зубчатом строении воз-
душного зазора амплитуда
каждой v гармоники поля мень-
ше, чем при равномерном за-
зоре, в раз, где —коэф-
фициент приведения воздушио-
Рпс 6-2 Поле в зазоре при
односторонней зубчатости
го зазора
Зубцовое поле электриче-
ской машины зависит не только от формы кривой н с,
но и от характера маиштной проводимости воздушного зазора,
которая при зубчатом строении статора и ротора являет
ся периодической функцией координаты по длине окружности статора
и ротора В [Л 6-3 и 6 4] приводятся выражения магнитной прово-
димости зазора для случая, когда одна из сторон зазора зубчатая,
а другая гладкая, и для случая, когда обе стороны зазора зубчатые
169
Рассмотрим эти случаи.
1. Зубчатый статор и гладкий ротор:
п
St .X \
Xn cos /zZ i I a J .
1
2. Гладкий статор и зубчатый ротор:
k
(Х) = ^£2 C0S ^2 \
1
где Zb Z2 — числа пазов статора и ротора;
р, т — число пар полюсов и полюсное деление обмотки;
а — пространственный угол смещения оси полюсов относи-
тельно оси паза статора;
— магнитные проводимости равномерного приведенного
зазора соответственно 8'= и 8' = S.^S2;
Хп, Ха — амплитуды n-й и k-й гармоник магнитной проводимо-
сти пазового слоя соответственно статора и ротора;
to2 — угловая скорость вращения ротора.
3. Зубчатые статор и ротор:
(6-3)
(6-4)
X . fnx X
+ “ cos^2 I "77 — ®2Ч> (6-5)
\Ръ \ № J
где Х& — магнитная проводимость равномерного приведенного зазора
§' = » равная
^61 ^62 .
X, ’
X'n, Х\ — амплитуды гармонических составляющих магнитной прово-
димости пазового слоя статора и ротора в условиях дву-
сторонней зубчатости зазора, равные:
_ 1 *52 • ч ч
Х\ — Хп ч * Х'&—Xfc ч
Л0 ''О
Магнитные проводимости Xs(x) и XR(x) в выражении (6-5) опре-
деляются уравнениями (6-3) и (6-4). Вторые члены в этих уравне-
ниях определяют магнитную проводимость пазового слоя статора и
ротора.
Зубцовое поле В2(х), изображенное на рнс. 6-2, в условиях одно-
сторонней зубчатости зазора определяется как произведение н. с.
F(x), которая при питании m-фазной обмотки от источника перемен-
ного тока представляет собой сумму большого числа обмоточных
гармоник, вращающихся в различных направлениях, и переменной
составляющей магнитной проводимости воздушного зазора.
170
При зубчатом статоре и гладком роторе
bzS W =
(б-б)
2.
В?/?
( \ к/
,m sin I О>/ ± — V \ X
1
п
S, (ъх \
Лп cosnZ! +aj.
i
При гладком статоре и зубчатом роторе
СИ А
/и; VI , пх \ VI . < (™х
(л) = ^2“ 2j f>«sin ( ± ~ 7 7j KftC0S kZi\~pi — ®’< )•
I 1
(6-7)
Каждое из этих зубцовых полей является суммой большого чис-
ла зубцовых гармоник, порядки и скорости вращения которых в про-
странстве определяются из
аргументов выражений (6-6)
и (6-7).
Скорость вращения гар-
моник может быть найдена
путем дифференцирования
по времени и приравнива-
ния нулю аргументов триго-
нометрических функций, по-
лученных после перемноже-
ния таких же функций, сто-
ящих под знаками сумм в
выражениях (6-6) и (6-7).
Эти порядки и скорости
вращения равны следующим
выражениям:
1) для зубцовых гармо-
ник статора
Рис. 6-3. Поле в зазоре при двусто-
ронней зубчатости.
w*s=±Kb (6-8)
2) для зубцовых гармо-
ник ротора
ь 1 •
± ®
СО_р = ----~------
zR Р^гЦ
(6-9)
На рис. 6-4,а изображено поле, возбужденное v-й гармоникой
н. с. при воздействии на n-ю гармонику магнитной проводимости
пазового слоя статора. Его составляющие — поле в равномерном
приведенном зазоре, и —зубцовое поле изображены иа рис. 6-4,6
и в. Последнее представляет собой сумму двух зубцовых гармоник
h?v25» которые показаны на рис. 6-4,г.
171
Таким образом, каждая V-Я гармоника н. с, воздействуя На rt-io
или k-ю гармоники проводимости пазового слоя статора и ротора,
возбуждает в воздушном зазоре две зубцовые гармоники, которые
изображены на рис. 6-4. Сумма таких гармонических определяет зуб-
цовое поле машины.
При зубчатых статоре и роторе поле является более сложным.
В этом случае, как показано на рис. 6-3, поле содержит, кроме зуб-
цовых полей BzS(x) статора н В2Я(х) ротора, зубцовое поле В2(х),
которое обусловлено совместным действием пазов статора и ротора:
Bz (х)
п k
XVI КТ \ (ъх \ Л
2j 2j “X/ COS/zZ, I — + a I cos&Z2 ( — — 0>гИ. (6-10)
1 I
Это поле является результатом интерференции зубцовых гармоник,
порядки и скорости вращения которых равны:
kZ2 + nZi kZ^^z ± w
Vz — „ /1" У. р WZ — „ pvz
Рис. 6-4. Зубцовое поле, возбуж-
денное v-й гармоникой н. с.
Составляющая магнитного
поля В'5 (х), соответствующая
равномерному приведенному за-
зору д' = в общем слу-
чае является суммой бесконеч-
ного числа обмоточных гармоник-
v, скорости вращения которых в
пространстве равны:
«,= ± (6-12)
Таким образом, магнитное
поле в воздушном зазоре элек-
трической машины при зубча-
том строении статора и рото-
ра является суммой гармони-
ческих составляющих: гармо-
ник статора и гармоник ро-
тора.
К первым относятся обмо-
точные v и зубцовые vzs
гармоники статора, скорость
вращения которых зависит
только от частоты питания со,
ко вторым — зубцовые гармо-
ники ротора вида vzr и v2,
скорость вращения которых за-
172
висит как от частоты питания, так и от числа пазов и скорости
вращения ротора.
Наличие в воздушном зазоре электродвигателя двух характер-
ных групп гармонических полей является причиной появления син-
хронных и асинхронных моментов, которые проявляются при самых
разнообразных скоростях вращения ротора. Механическая характери-
стика двигателя может быть определена в результате сложения
вращающих моментов от различных гармонических поля. По своему
виду оиа может значительно отличаться от обычной характеристики,
за которую принимают механическую характеристику от поля пер-
вой гармоники. Установлено {Л. 6-5], что наибольшие моменты со-
здают зубцовые гармоники поля, обусловленные основной волной
н. с. v=l и основными гармониками п=1, k—\ магнитной проводи-
мости пазового слоя статора и ротора, они проявляются при скоро-
стях вращения ротора, равных:
со t 2(0
(О 2 —- 2.11 > ^2 — —Н у ’ * (6-13)
Z>2 "2
На рис. 6-5 изображена механическая характеристика асинхрон-
ного двигателя с синхронным и асинхронным провалами от зубцовых
гармоник поля при v—1,
=&=1. Если в обычных элек-
тродвигателях такие моменты
отрицательно влияют на пус-
ковые характеристики, то в
редукторных электродвигателях
оии являются рабочими.
Зубцовые поля от высших
гармоник проводимости п>1,
&>1 имеют незначительную
величину и не могут быть нс*
пользованы в качестве рабочих
полей. При работе РД на ос-
новной волне проводимости со
скоростью, определяемой по
(6-13), они будут затруднять
пуск двигателя и увеличивать
неравномерность мгновенной
скорости вращения ротора, по-
скольку созданные ими момен-
ты проявляются при скорости
ротора в k раз меиыпей, чем
номинальная скорость РД.
То
Рис. 6-5. Механическая харак-
теристика асинхронного двига-
теля.
f=50 гц\ Z!=24; Z2^28; 2р=4.
гармоник н. с., кото-
же можно сказать и о влиянии высших
рые следует уменьшать известными мерами — распределением про-
водников обмотки и укорочением ее шага.
Отрицательное влияние зубцовых полей от высших гармоник
магнитной проводимости можно устранить или значительно ослабить
за счет правильного выбора величины раскрытия паза.
На рис. 6-6 представлена расчетная зависимость относительного
раскрытия паза b^/tz статора или ротора от их относительного зуб-
цового шага /2/д, при которой величины первых гармонических
n — k=\ магнитной проводимости пазового слоя являются макси-
мальными [Л. 6-10]. На этом же рисунке показана зависимость макси-
мальной величины этих гармоник Zn = /t = i и магнитной лроводимо-
173
сти Х5ц2) равномерного приведенного зазора в условиях односторон*
ней зубчатости. Пользуясь этими кривыми, нетрудно определить
оптимальное раскрытие пазов статора и ротора РД, которые могут
иметь трапециевидную и прямоугольную форму, а также значения
составляющих магнитной проводимости воздушного зазора.
Рис. 6-6. Оптимальное раскрытие паза и со-
ставляющие магнитной проводимости зазора.
6-3. УСТРОЙСТВО И ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ РЕДУКТОРНЫХ
ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
Синхронные редукторные двигатели с радиальным возбуждением
Из выражений скорости вращения (6-9) и (6-11) вытекает, что
при скорости вращения ротора, равной
= (6-14)
"2
часть зубцовых гармоник ротора вида vzR и v2 (при v=l, n=k=Y)
неподвижна относительно статора, что дает возможность засинхрони-
зировать ротор при скорости вращения, определяемой (6-14). Для
этого необходимо наличие в воздушном зазоре магнитного поля, свя-
занного со статором и неподвижного в пространстве. Таким является
поле, возбужденное постоянным током или постоянным магнитом,
расположенным на статоре.
Иа рис. 6-7 изображены две обмотки, располагаемые в одних и
тех же пазах статора. Одна из обмоток питается от источника пере-
менного тока, другая — от источника постоянного тока.
Под каждой из обмоток изображены гармонические составляю-
щие магнитного поля, возбужденного каждой из обмоток в условиях
односторонней зубчатости зазора (статор имеет закрытые, а ротор
открытые пазы). Порядки и скорости вращения гармоник опреде-
ляются уравнениями (6-8), (6-9) и (6-11), (6-12).
Полюсность р2 обмотки постоянного тока выбрана с таким рас-
четом, чтобы между обмотками отсутствовала трансформаторная
связь, а порядки гармоник vzR и vz, возбужденных обмоткой pi,
были равны порядкам гармоник статора, возбужденных обмоткой р2.
Равенство порядков и скоростей вращения гармоник является основ-
ной предпосылкой их взаимодействия, которая обусловливает синхро-
низирующий момент двигателя (стрелки с на рис. 6-7), удерживаю-
щий ротор двигателя при скорости вращения по (6-14), или
60f
л2 = ± [об/мин]. (6-15)
Z>2
174
Из условий взаимодействия гармоник статора и ротора вытекает
основное уравнение синхронного редукторного двигателя, определяю-
щее число пазов ротора как модуль суммы или разности чисел
пар полюсов обмоток:
Z2=|pi±p2|.
(6-16)
Рис. 6-7. Схема взаимодействия гармоник поля синхронного
РД с радиальным возбуждением.
Скорость вращения синхронного РД меньше синхронной скоро-
сти нормальной электрической машины, у которой число полюсов
равно числу полюсов обмотки переменного тока РД, в Кр раз, где
КР—коэффициент редукции, равный
р —
Pi
(6-17)
175
Для получения больших значений Кр следует использовать от-
крытые пазы Z\ статора. В этом случае уравнение (6-16) принимает
следующий вид'
Z2== '2i± (pi±p2) (6-18)
Знаки плюс и минус, стоящие в круглых скобках уравнения
(6-18) и в уравнении (6-16), соответствуют таким же знакам в выра-
жении (6-15) скорости вращения ротора
Для устранения трансформаторной связи обмоток р\ и р2 их
числа полюсов должны относиться как
Pi Ръ
— 2& или ^=2^ 1,2,3... (6-19)
В ряде случаев трансфор-
маторная связь обмоток ис-
пользуется для синхронизации
двигателя. Для этого жела-
тельно, чтобы числа полюсов
обмоток были между собой
равны, а в цепь обмотки р2
был включен выпрямитель, как
показано на рис. 6-8. В этом
случае энергия, необходимая
для возбуждения о-бмотки ръ,
трансформируется из обмотки
Pi в обмотку р2.
Для получения сверхниз-
ких скоростей вращения ротора
можно использовать метод
двойного питания обмоток РД
от источников различных частот.
В этом случае скорость вра-
щения ротора будет равна*
60 е
«2 = ± т“ (fl
^2
± А) [об/шн],
Рис. 6-8 Схемы соединений об-
моток синхронного РД с вен-
тильным возбуждением
(6-20)
где Л, f2— частоты питания обмоток соответственно р\ и р2.
Асинхронный редукторный двигатель
Из уравнений (6-9) и (6-11) следует, что при вращении ротора
зубцовые гармоники ротора (v=l, п = &=1) перемещаются относи-
тельно статора со скольжением svz, равным:
<*> + Z2to2
Рис. 6-9. Схемы обмоток асинхрон-
ного РД.
За счет этого во вторичной
обмотке р2 РД наводится
э. д. с., которая при замыка-
нии этой обмотки накоротко
или иа какое-либо сопротивле-
ние, например на емкость (как
показано на рис. 6-9), вызыва-
ет в ней токи. За счет взаимо-
действия этих токов с зубцо-
выми гармониками ротора, воз-
бужденными обмоткой пита-
176
ния РД, создается асинхронный вращающий момент. Действие это-
го момента, как и в нормальных асинхронных машинах, направлено
на обеспечение минимальных потерь в обмотке рг.
Скорость вращения ротора асинхронного РД равна:
60f
т?2 = + (1 — svz) [об/мин]. (6-22)
Рассмотренные типы синхронных и асинхронных РД позволяют
получать в зависимости от сочетания чисел открытых пазов статора,
ротора и чисел пар полюсов обмоток вращение ротора как в направ-
лении вращения основной волны v=l поля статора, так и в противо-
положном направлении. Однако в целях уменьшения потерь в стали
ротора целесообразно, чтобы он вращался в сторону основного поля.
Реактивный синхронный редукторный двигатель
Как и обычный синхронный реактивный двигатель, синхронный
РД реактивного типа имеет иа статоре одну ди-фазную обмотку. Ста-
тор и ротор такого двигателя имеют на своей поверхности открытые
пазы, числа которых определяются известным уравнением
Z2=^\Zl±2p\, (6-23)
где р — число пар полюсов обмотки статора.
Выражение (6-23) для числа пазов ротора является общим для
двигателей реактивного типа. При отсутствии открытых пазов на ста-
торе (когда раскрытие пазов статора несущественно и можно счи-
тать, что Z] =0) число пазов ротора равно числу полюсов обмотки,
что характерно для обычных синхронных реактивных двигателей.
Намагничивающий ток синхронного реактивного РД в общем
случае является несинусоидальным и кроме основной гармоники /ц
изменяющейся с частотой питания, содержит составляющую Zz, ко-
торая индуктирована в обмотке статора зубцовыми гармониками ро-
тора от тока Ц и, протекая по обмотке, замыкается через источник
питания.
На рис, 6-10 обмотка статора РД представлена в виде двух маг-
нитио-связаниых контуров, каждый из которых обтекается соответ-
ствующей гармоникой намагничивающего тока. При малом внутрен-
нем сопротивлении источника питания второй контур с током /2
является короткозамкнутым.
Под каждым из контуров обмотки в виде гармонических состав-
ляющих изображено магнитное поле, возбужденное соответствующей
гармоникой тока статора. Порядки и скорости вращения гармоник
поля определены с помощью уравнений (6-8), (6-9) и (6-11), (6-12)
при v=l, n=fc = l. При этом частота тока /г принята равной
cosvz —со —Z2<02-
При соблюдении равенства (6-23) порядки некоторых зубцовых
гармонических ротора вида vz и vzR оказываются равными порядкам
соответственно основной волны поля v=l и зубцовых гармоник ста-
тора. При скорости вращения ротора, равной
2со 120f
со2 = + или = ± 'т— [об/мин] > (6-24)
названные гармоники статора и ротора вращаются синхронно, а их
взаимодействие обусловливает синхронизирующий момент, который
12—1467 177
удерживает ротор при скорости вращения по (6-24) (стрелки с на
рис. 6-10).
Знаки плюс и минус в уравнениях (6-24) соответствуют таким
же знакам в выражении (6-23) числа пазов ротора.
Кроме синхронного момента на ротор двигателя действует и
асинхронный момент, который обусловлен взаимодействием гармоник
Рис. 6-10. Схема взаимодействия гармоник синхронного ре-
активного РД.
ротора vz и vZR» возбужденных током Л, с гармониками статора
поля реакции второго контура обмотки на зубцовые гармоники vz
и vzr (стрелки а на рис. 6-10).
178
на использовании зубцовых
Рис. 6-11. Механическая ха-
рактеристика синхронного
реактивного РД.
На рйс. 6-11 Показана механическая характеристика, типичная
для синхронных РД реактивного типа.
Синхронный редукторный двигатель с осевым возбуждением
Разновидностью тихоходных электродвигателей с электромагнит-
ной редукцией скорости вращения являются двигатели с осевым воз-
буждением, работа которых основана
гармоник поля в качестве рабочих
полей. Их отличие от ранее рассмот-
ренных типов редукторных двигате-
лей состоит в способе возбуждения
постоянным током. Обмотка возбуж-
дения двигателя является сосредото-
ченной, а ее ось совпадает с осью
машины. Мапнитиый поток этой ка-
тушки, которая может быть замене-
на постоянным магнитом с осевой
текстурой, проходит от ротора к ста-
тору по зубцам и спиике статора, по
Корпусу и щиту двигателя, изготов-
ленного из магнитно-мягкой стали.
При этом обращенные друг к другу
поверхности статора и ротора явля-
ются униполярными.
таком способе возбуждения
наиболее полно используется энергия
зубцовых полей, возбужденных по-
стоянным током, увеличивается их амплитуда и снижается необхо-
димая величина н. с. обмотки постоянного тока, что приводит к
лучшему использованию машины в целом.
Статор и ротор РД представляют собой пакеты, набранные из
изолированных друг от друга листов электротехнической стали, кото-
рые имеют иа обращенных друг к другу поверхностях открытые
пазы.
В пазах статора расположена /п-фазная обмотка переменного
тока, которая ничем не отличается от обмоток обычных электриче-
ских машин. Магнитный поток, возбужденный этой обмоткой, как
н в остальных типах РД, проходит по зубцам и спинкам статора и
ротора и образует в воздушном зазоре целое число пар полюсов.
По отношению к этому потоку поверхность статора или ротора
является разноименнополюсной.
Обмотка возбуждения ~РД располагается на одном или двух
ферромагнитных щитах, являющихся частью магнитопровода для по-
стоянного потока Фк. Этот поток проходит через воздушный зазор
под катушкой, по ротору, через рабочий зазор между статором и ро-
тором, по статору и замыкается по ферромагнитному корпусу РД.
По отношению к этому потоку поверхности статора и ротора являют-
ся одноименнополюсными, поскольку постоянный магнитный поток на
всей длине окружности статора и ротора является униполярным.
Синхронная работа РД основана на взаимодействии зубцовых
гармоник ротора, возбужденных постоянным током, с гармониками
статора, возбужденными обмоткой переменного тока. На рис. 6-12
показана схема взаимодействия названных гармоник, составленная
для простейшего случая, когда поверхность статора является глад-
кой, а поверхность ротора — зубчатой.
12* 179
Под каждой нз обмоток РД показано возбужденное ею магнит-
ное поле, которое представлено в виде гармонических составляющих:
обмоточных и зубцовых гармоник. Стрелкой с обозначено взаимодей-
ствие гармоник статора и ротора, которое обусловливает синхрони-
зирующий момент РД при скорости вращения ротора по (6-15).
Рис. 6-12 Схема взаимодействия гармоник синхронного РД
с осевым возбуждением.
В приведенном примере число пазов ротора равно числу пар
полюсов обмотки статора
Z2 = p. (6-25)
При этом поле обмотки переменного тока содержит основную
волну v=l поля и две зубцовых гармоники ротора, порядки кото-
рых равны:
Z2
1 = 2 и °* (6-26)
г
Одна из зубцовых гармоник ротора порядка 0 является унипо-
лярной, другая является четной, имея порядок, равный 2.
Зубцовое поле ротора v/2r, возбужденное осевой катушкой, со-
держит одну гармонику зубцового порядка
Z2
= (6-27)
г
180
Из условия взаимодействия гармоники VZR ротора с полем v=l
статора вытекает уравнение (6-25), определяющее соотношение чис-
ла пазов ротора и числа пар полюсов обмотки при односторонней
зубчатости зазора.
Для получения более низких скоростей вращения необходимо
использовать открытые пазы Z\ статора. При этом число пазов рото-
ра определяется как модуль суммы или разности числа пазов стато-
ра и числа пар полюсов обмотки переменного тока
Z2=\Zx±p\. (6-28)
На рис. 6-13—6-17 показаны характерные конструкции рассмот-
ренных типов редукторных двигателей, а иа рис. 6-18 приведена
фотография оощего вида и эле-
ментов конструкций РД. Каждый
из изображенных электродвигате-
лей состоит из пакета статора,
набранного из изолированных
друг от друга листов электротех-
нической стали. Конфигурация
этих листов изображена на
рис. 6-19. В пазах Zo статора рас-
полагаются обмотки редукторных
двигателей, схемы которых такие
же, как и в нормальных электри-
ческих микродвигателях. Откры-
тые пазы Zi статора и Z2 рото-
ра служат для искажения магнит-
ного поля и выделения зубцовых
гармоник.
Статор с обмоткой распола-
Рис. 6-13. Синхронный РД с ра-
диальным возбуждением.
гается в корпусе, который в ре-
активных двигателях и в двига-
телях с радиальным возбуждени-
ем изготовлен из алюминиевого
сплава, а в двигателях с осевым возбуждением — из стали 10, Ст. 3.
Зубчатый ротор набирается из листов электротехнической стали
либо изготавливается из сплошного ферромагнитного металла
(сталь 10, Ст. 3) с последующим фрезерованием пазов.
А-А
возбуждением и полым
।—*~А
Рис. 6-14. Синхронный РД с радиальным
ротором.
181
Рис. 6-15. Синхронный РД с радиальным возбуждением и полым
ротором.
Рис. 6-16. Синхронный РД реактивного типа.
Рис. 6-17. Синхронный РД с осевым возбуждением.
182
Рис. 6-18. Двигатели РД и элементы их конструкции.
а—в — реактивные; г и д — с осевым возбуждением; е — с радиальным воз
буждением.
Рис. 6-19. Ли-
сты статооов
и роторов РД.
Электродвигатели с полым ферромагнитным зубчатым ротором
имеют внутренний зубчатый статор, число пазов которого равно чис-
лу открытых пазов внешнего статора. Внутренний статор набирается
из листов электротехнической стали. Полый ротор имеет пазы в виде
сквозных окон в теле ротора.
6-4. ПУСКОВЫЕ СРЕДСТВА СИНХРОННЫХ РЕДУКТОРНЫХ
ДВИГАТЕЛЕЙ
Как и всякая синхронная машина, синхронные РД не в состоя-
нии разогнаться до номинальной скорости без помощи специальных
пусковых устройств. Исключение составляют лишь немногие случаи,
когда частота питания и момент инерции вращающихся частей не-
велики.
Для пуска синхронных РД могут быть применены все известные
пусковые средства, используемые в нормальных машинах. Одними из
наиболее распространенных пусковых устройств являются иеотклю-
чающиеся устройства, к которым относится короткозамкнутая клетка
ротора, и отключающиеся устройства, к которым относится встроен-
ный пусковой двигатель или фазная обмотка ротора РД, соединен-
ная с контактами центробежного выключателя.
При использовании в качестве пускового средства короткозамк-
нутой клетки ротора ее активное сопротивление должно быть выбра-
но достаточно высоким с целью обеспечения статической и динамиче-
ской устойчивости двигателя и снижения потерь в меди ротора. При
этом критическое скольжение sK, соответствующее максимальному
асинхронному моменту, должно лежать в пределах
7-ь 10,
а механическая характеристика пускового устройства должна быть
типа
Ма^Мп$, (6-29)
где Ма— асинхронный момент;
Мп — пусковой момент;
$ — скольжение ротора относительно поля статора.
Для обеспечения динамической устойчивости двигателя необхо-
димо, чтобы выполнялось следующее соотношение между макси-
мальным синхронным моментом Мст, пусковым моментом Мп, момен-
том нагрузки Мн и моментом инерции J вращающихся частей [Л. 6-9J:
________Р
f Z 2 Мн
"Z1 (1 ~ z? Ж
(6-30)
где р — число пар полюсов обмотки переменного тока РД;
Zi, Z2 — числа открытых пазов статора и ротора.
На рис. 6-20,а показана механическая характеристика РД с не-
отключающимся пусковым устройством.
Преимуществами этого способа пуска редукторных двигателей
являются его простота и надежность, а недостатком — снижение
к. п. д. двигателя из-за потерь в короткозамкнутой клетке ротора и
ухудшение динамической устойчивости двигателя.
184
В качестве отключающегося пускового устройства используется
многофазная обмотка ротора, соединенная в звезду, >выводные концы
которой соединены с контактами центробежного выключателя, как
показано на рис. 6-21. В процессе пуска обмотка рогора является ко-
роткозамкнутой, а при достижении двигателем 'подсинхронной скоро-
сти контакты ЦВ размыкаются и двигатель под действием синхрони-
зирующего момента втягивается в синхронизм.
Сопротивление пусковой обмотки 'выбирается с таким расчетом,
<1гобы критическое скольжение s
Z2 S)
Рис. 6-20. Механическая харак-
теристика синхронного РД.
а — с короткозамкнутой клеткой на
роторе; б — с фазной обмоткой ро-
тора, соединенной с контактами
центробежного выключателя.
было равно единице или несколько
больше. Механическая характери-
стика РД в этом случае будет иметь
вид, приведенный на рис. 6-20,6.
Рис. 6-21. Схемы соединений обмо
ток ротора с контактами центре
бежного выключателя.
Неотключающиеся пусковые устройства, как правило, исполь-
зуются для пуска низкочастотных РД с низкой скоростью враще-
ния. Отключающиеся пусковые устройства используются для пуска
высокочастотных двигателей, скорость вращения которых является
сравнительно высокой.
Во всех случаях применения рассмотренных пусковых устройств
число пазов ротора РД должно быть выбрано таким, чтобы враще-
ние ротора происходило по направлению вращения основной волны
v=] поля.
В тех случаях, когда момент инерции вращающихся частей и
частота питания являются низкими, ротор в состоянии запуститься
без помощи каких-либо пусковых устройств и независимо от вы-
бранного числа пазов ротора. Такой пуск обеспечивается знакопере-
менным синхронным моментом.
Из теории электрических машин известно, что во всех режимах,
кроме синхронного, синхронизирующий момент является пульсирую-
щим и изменяется с частотой, зависящей от разности скоростей вра-
щения поля и ротора. То же самое относится к редукторным двига-
телям, в которых пульсирующий синхронный момент равен:
185
для РД с осевым и радиальным возбуждением
тс ^ЛГс-т sin [(<о — Zz<s>2}t + Z20]; (6-31)
для синхронного реактивного РД
тс Mem. sin [(2(0 — Z2(O2) t + Z29L (6-32)
где Ж-m — амплитуда синхронного момента;
0— начальная фаза ротора.
На рис. 6-22 показан характер изменения синхронного момента
РД в процессе его пуска. В стопорном режиме ((О2==0) синхронные
моменты изменяются с частотой, равной или кратной частоте пи-
тания.
Рис. 6-22. К вопросу о синхрониза-
ции РД.
Для пуска и синхронизации двигателя под действием только
пульсирующего синхронного момента необходимо, чтобы энергия,
сообщенная ротору в положительный полупериод изменения момен-
та, была больше или равна кинетической энергии ротора в синхрон-
ном режиме РД.
На основе закона об импульсе момента силы относительно оси
вращения, который равен приросту момента количества движения,
можно написать:
Mt=U—(6-33)
где М — момент силы;
t—время действия силы;
Li, L2 — моменты количества движения соответственно в начале
пуска и в конце его, равные Li—0; L2=Jo)2-
Для пуска и синхронизации двигателя необходимо, чтобы мо-
мент количества движения L2 был больше момента количества дви-
жения или равен ему в синхронизме:
Mt
(о2с,
2
(6-34)
где (02с—синхронная скорость РД, найденная из уравнений (6-14)
и (6-24);
Т — период изменения синхронного момента при (о2=0.
Импульс момента силы за ее полупериод равен:
Т{2
Mt = (6-35)
о
186
С помощью выражений (6-31), (6-32), (6-34) и (6-35) устанав-
ливается взаимосвязь момента инерции ротора и всех действующих
иа него сил, при которой возможны пуск и синхронизация редуктор-
ных двигателей без помощи пусковых устройств:
1) для РД с осевым и радиальным возбуждением
Z2
J < (2Л4ст - яЛ4н); (6-36)
2) для синхронных реактивных РД
Z2
/<4^(2Л1ет-^н),
(6-37)
где Мн — момент нагрузки типа сухого трения.
теристика синхронного Рис. 6-24. Рабочие характеристики
РД. синхронного РД.
Из вышесказанного вытекает, чго при одном и том же момен-
те инерции вращающихся частей лучше всего пускаются и синхро-
низируются наиболее тихоходные двигатели, у которых ротор имеет
наибольшее число открытых пазов Z2.
6*5. ХАРАКТЕРИСТИКИ РЕДУКТОРНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ. ИХ СРАВНЕНИЕ
На рис. 6-20 показаны типичные механические характеристики
синхронных редукторных двигателей, возбужденных постоянным
потоком. В отличие от них механическая характеристика реактив-
ного синхронного РД имеет на половине синхронной скорости про-
вал от асинхронного момента, показанного на рис. 6-11.
На рис. 6-23 изображена угловая характеристика, типичная для
синхронных РД. Максимум этой характеристики за счет влияния
активного сопротивления обмотки переменного тока несколько сдви-
нут в сторону меньших значений угла 0, который равен:
7D
®т ~ ± 2Z?
где 0 — пространственный угол поворота ротора за счет нагрузки.
На рис. 6-24 показаны рабочие характеристики, типичные для
187
Рис. 6-25. Механические
стики асинхронного
синхронных РД. Их особенностью является незначительное измене-ч
ние тока во всех режимах работы двигателей, кроме двигателей
с отключающимися пусковыми устройствами. В последних пусковой^
ток намного больше тока в синхронном режиме.
На рис. 6-25 представлены механические характеристики асин-^
хронного РД, снятые при различных значениях емкости, включенной
последовательно с каждой фазой вторичной обмотки РД. С изме-
нением емкости изменяются величина максимального момента и
критическое скольжение а жесткость механических характери-
стик на рабочих участках остается примерно одинаковой.
Рассмотренные типы редукторных электродвигателей в зависи-
мости от выбранного числа пазов статора, ротора и числа пар болю-
сов позволяют получить са-
мые разнообразные син-
хронные скорости. Наимень-
шие скорости вращения по-
зволяют получить редуктор-
ные двигатели с радиаль-
ным и осевым возбуждени-
ем. По сравнению с ними
реактивные двигатели име-
ют синхронную скорость в
2 рази большую.
По конструктивному ис-
полнению наибольшей про-
стотой отличаются редук-
торные двигатели реактив-
ного типа. Они имеют доль-
ке одну обмотку на статоре
и являются наиболее техно-
логичными в производстве.
Двигатели с радиальным и
осевым возбуждением име-
ют более сложную конструк-
цию, что обусловлено на-
личием дополнительной об-
мотки возбуждения либо
постоянных магнитов. Од-
нако, несмотря на эти не-
достатки, эти двигатели,
Особенно двигатели с осе-
вым возбуждением, являют-
и том же объеме они позволяют получить
характери-
РД.
ся наилучшими — в одном
большие синхронные моменты и меньшие в 2 раза синхронные ско-
рости. Кроме того, отсутствие асинхронного провала в механической
характеристике двигателей, как это имеет место
активного типа, улучшает их пусковые и рабочие
в двигателях ре-
свойства.
6-6. КЛАССИФИКАЦИЯ И ТЕХНИЧЕСКИЕ
РЕДУКТОРНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
ДАННЫЕ
Отечественные и зарубежные разработки {Л. 6-1, 6-2 и 6-6—6-8]
позволяют составить классификационную схему редукторных двига-
телей, представленную на рис. 6-26, из которой следует, что количе-
ство разновидностей РД весьма велико. Всем двигателям, однако,
188
гя ‘зад м — 3*1 1 ,7 00 ч ч—i 8 о" 00 о 8*1 СО
S3 ю со со
* * см
о о о 00 ч-^ ю со СО
* X X X X X X X X X X
со to и. 00 со СО [*4. 00 со
Га D' со ь- ь- ю ю
со со 00
•— ю 00 00 см
Л sea ТГ ТГ см ч-^ со со ЧГ ЧГ
Ь въ Ль ЛЬ & ь ь ль * *.
СО о О СО о СО со со со со
ю ю см
% ‘к СО ь~ см" см и см со" о хг' СО
г-ч ’ ’ СО f—ч GM см
ю со ю ю ю
U19 СО со »—м см со GM со
<ЭНВ№ » со о ю" со СО -. — СО ю
а см СО *—«
О О о о о о о (ТЪ со со
W3*J см ю 1^4^ ТГ со ю L0 W о со
<3HBWw см Ю CM СМ о со со СО GM см см СО СО
О LO СО о со со см СМ см см
О *«* о ю см * * •«
нтг/ро *и СО СО 1 23 о ю СМ w 1 144 144 5 144
со ю ю ю ю
its * I о о со о Ю со
ю ю со со СМ ю см см см см
ю L0 со со СО со
ю
Л ч
О СО СО СО СО СО СО со СО
< •—ч
еч О СО со со со со со СП со со
N см — см СО GM см см см
со СО 1 ТГ 1 чг ч-
N *"** <—ч см 1 см 1 СМ см см см
С 1 1 1 см •’Г 1 1 I 1
ч ч—ч см хг см см см см см
ги
ввф огонь СО СО СО СО СО со со СО со со
BhEBdpo
бэноц « см СО СМ см со
м
2 о
И и
л
№ <и 1ВНЫЙ rt X К 8 3 m (V
КТ( Оч о о
ы сС
и О и 4> и
а х
'ип ный j- я =Е £ л tf к 5 3 X X =х 3 X (V X X
к х о X <L>
о о >» а о
а х аю X со X X а X Я
я х о X X >»
X X « и X
О О <
189
свойственно наличие на роторе и статоре пазов, форма, степень рас-
крытия и объем которых выбираются из условия максимальной
деформации магнитного поля и наибольшего приближения формы
зубцового поля к синусоидальной.
В настоящее время очень многие редукторные двигатели, приве-
денные .в классификационной схеме (рис. 6-26), нашли свое вопло-
щение в металле.
Рис. 6-26. Классификационная схема редукторных двигателей.
В табл. 6-1 приведены технические данные ряда опыгных образ-
цов синхронных и асинхронных РД, выполненных на различные ча-
стоты питания и скорости вращения.
В табл. 6-2 приведены данные серии синхронных редукторных
двигателей промышленной частоты 50 гц, рассчитанных на работу
как от трехфазной, так и от однофазной сетей.
В табл. 6-3 приведены наиболее характерные параметры раз-
личных типов РД, а в табл. 6-4 — данные синхронных редукторных
190
двигателей, освоенных отечественной промышленностью. Габаритные
и установочные размеры этих машин приводятся на рис. 6-27 и 6-28.
Электродвигатели типа ДСР рассчитаны для работы от про-
мышленной трехфазной и однофазной сети с постоянно включенной
емкостью в следующих условиях:
130°
Рис. 6-27. Габаритные и установочные размеры двигателей типов
ДСР-2 и ДСР-60.
1) температура окружающей среды от —60 до +70° С;
2) давление воздуха от 780 до 200 мм рт, ст.\
3) относительная влажность воздуха 95+3% при температуре
40±2°С.
Таблица 6-2
Моменты нагрузки н скорости вращения серии синхронных
редукторных двигателей иа 50 гц
Нагрузка, Г-см
2? С е I габарит П габарит III габарит IV габарит V габарит
60 100 250 400 600 1 000 I 600 2 500 4 000 6 000 10 000
115 — 13 100 250 400 600 1 000 1 600 2 500 4 000 6 000 10 000
214 — 7 100 250 400 600 I 000 1 600 2 500 4 000 6 000 10 000
300 100 250 400 600 1 000 1 600 2 500 4 000 6 000 10 000
д00 100 250 400 600 1 000 1 600 2 500 4 000 6 000 10 000
191
с© ____________________________ Таблица 6-3
и Тип двигателя Число зубцов ротора, статора Направление вращения Скорость вращения, об1мин Коэффи- циент редукции Схема соединений и питание обмоток
Синхронный реактивный ~ Z^ + 2р По полю 120f Za F T 1 Г о р J L ' с
Za = 1 Zx 2/71 Против поля
Синх ровны й с рад иаяв- ным возбуждением Za = 1 Zx + (рх ± р3) | По полю 60 f z» za Pi °—1 5 ° _ } Рг г Г 14 ° о- > 1 о
Za = | Zx—(р, ± ра) | Против поля
Синхронный самосинхро- . визирующийся Za = Zx + 2р По ПОЛЮ 60f zt Za P 73-ГЛ, 377 L_J
Z,= |z,-2р| Против ПОЛЯ
13—1467
Проёолжение табл. 6-3
Тип двигателя Число зубцов ротора, статора Направление вращения Скорость вращения, об!мин Коэффи- циент редукции Схема соединений и питание обмоток
Синхронный двойного питания Z2 — | Z, + (Pj ± А) 1 По полю (fi ± f2) Za Pi -33
Za = | Zx-(px ± Ра) | Против поля
Синхронный с осевым возбуждением za = zx + р По полю 60f _ za zt P 1 Q. Г А А А
Ze — I Zx —р | Против ПОЛЯ
Асинхронный с радиаль- ным возбуждением Za = | Zx + (px ± pa) | По ПОЛЮ Za Za Pi
Zi=\Zl-(pl ±ft)l Против поля
° L||_
II
Механическая прочность электродвигателей обеспечивает их нор-
мальную работу в следующих условиях
1) при воздействии вибраций в любом направлении в диапазо-
не частот 10—300 гц при ускорении 5g,
2) при воздействии многократных ударов с ускорением до 15g;
3) при воздействии линейных нагрузок с ускорением до 15g.
Т а б л и ц а 6-4
Технические данные синхронных редукторных двигателей
типа ДСР (50 ???, 220 в)
Тип двигателя Система питания Потребляемый ток, а Номинальный момент, Г см Максималь- ный и пуско- вой моменты, Г-см cos <р п, об/мин Время пуска, сек Вес, е
ДСР-2 Однофазная Трехфазиая 0,05 0,055 1 000 3 000 2 003 6 000 0,95 0,85 2 Не более 0,1 700
ДСР 63 Однофазная Трехфазиая 0,06 0,055 100 153 200 300 0,95 0,85 60 Не более 0,1 650
ДСР-115 Однофазная Трехфазная 0,05 0,055 500 750 750 1 000 0,95 0,85 115 — 13 Не более 0,1 600
130“
Рис. 6-28. Габаритные и установочные размеры двигателей ДСР-115.
Для получения более низких скоростей вращения электродвига-
тели ДСР снабжены механическим редуктором. Однако благодаря
низким значениям скорости на входе редуктора, равной 60 и
194
1155/13 об/мин, срок службы редукторных двигателей остается до-
вольно большим — не менее 10 000 ч, а показатель надежности не
менее 0,99.
Степень неравномерности скорости вращения п составляет-
# = —=^10-3-Н 10-4,
п
а угол качания выходного вала двигателя с частотой /к~10 гц
равен:
для ДСР-2 0к=14-5 угл, сек,
для ДСР-60 0К = 0,5-е-2,5 угл. мин;
для ДСР-115 0К=1 -е-4,5 угл. мин.
Наибольшие значения относятся к случаям внезапного измене-
ния нагрузки и напряжения питания.
Указанные электродвигатели не нуждаются в течение всего сро-
ка службы в уходе за ними вследствие малых скоростей вращения.
Раздел седьмой
ШАГОВЫЕ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛИ
7-1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ, ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
Шаговым электрическим двигателем называют электромеханиче-
ское устройство, выходной конец вала которого совершает дискрет-
ное угловое или линейное перемещение с фиксацией конечного по-
ложения Из обширного класса электромеханических устройств, обес-
печивающих шаговое перемещение, наилучшими динамическими ха-
рактеристиками обладают шаговые электродвигатели, построенные
на основе многофазных синхронных электрических машин обычного
(альтернативного) или индукторного (параметрического) типа. В от-
личие от синхронных двигателей шаговые электродвигатели должны
сохранять синхронизм как при вращении, так и при пуске, тормо-
жении или реверсе и, кроме того, допускать длительную фиксиро-
ванную стоянку ротора, когда по обмоткам управления проходит
постоянный ток. Питание шаговых электродвигателей осуществляет-
ся от электронных коммутаторов, управляемых маломощными им-
пульсами, например от программного устройства.
Принцип действия шагового двигателя, как и любого синхрон-
ного двигателя, состоит в том, что при прохождении токов по об-
моткам статора (обмоткам управления) ротор развивает синхрони-
зирующий момент, стремящийся переместить его в положение ма-
ксимального потокосцепления возбужденных обмоток. На рис. 7-1
показан схематично поперечный разрез магнитной цепи шагового
двигателя альтернативного типа, который поясняет его принцип дей-
ствия. Так, если по обмотке 1 протекает ток в указанном на
рис. 7-1,а направлении, то ротор двигателя, выполненный, например,
в виде постоянного магнита, благодаря взаимодействию магнитных
полей статора и ротора займет указанное на рисунке положение,
при котором оси полей статора и ротора совпадают. В этом поло-
жении, соответствующем максимальному потокосцеплению возбуж-
денной обмотки / статора, ротор находится в устойчивом равно-
весии.
13* 195
Всякое внешнее воздействие, выводящее его из этого равнове-
сия, приводит к возникновению 'синхронизирующего момента. Если
в результате команды управляющее устройство переключило обмот-
ки и ток протекает не по обмотке /, а по обмотке 2 (рис. 7-1,6),
то вследствие наступившего рассогласования осей поля статора и
ротора (первое положение ротора показано штриховыми линиями)
также возникает синхронизирующий момент, перемещающий ротор
в новое устойчивое положение. Последующее включение первой фа-
зы с обратной полярностью (рис. 7-1,в) приводит к дальнейшему
повороту ротора. Таким образом, при последовательном изменении
(коммутации) токов в обмотках статора шагового двигателя, при-
Рис. 7-1. К вопросу о принципе действия шагового дви-
гателя.
водящем к перемещению в пространстве поля статора, ротор пере-
мещается синхронно с полем и останавливается — фиксируется прн
прекращении коммутации токов, т. е. при прекращении вращения
(остановке) поля.
Кривая напряжения, используемого для питания обмоток управ-
ления шагового двигателя, имеет обычно прямоугольную или сту-
пенчатую форму. Напряжение может быть либо знакопеременным,
либо однополярным. В последнем случае изменение полярности маг-
нитного поля статора осуществляется путем подачи напряжения той
же полярности на вторую половину обмотки, имеющую встречную
намотку. Каждому управляющему импульсу, поданному иа вход
электронного коммутатора, соответствует скачкообразное изменение
величины или полярности напряжений, прикладываемых к обмоткам
двигателя. Создаваемое обмотками управления магнитное поле пе-
ремещается по окружности расточки статора на фиксированный угол
при каждом переключении напряжения.
Таким образом, каждому единичному переключению токов в об-
мотках соответствует поворот ротора на вполне определенное угло-
вое перемещение, которое называется шагом.
Величина углового шага определяется числом тактов коммута-
ции за один период изменения напряжения п и числом пар полюсов
двигателя р
2тс
а = —.
рп
Число одновременно включаемых обмоток управления, способ
их коммутации в общем случае зависят gt числа обмоток управле-
ния, требуемой величины углового шага, а также типа обмоток
управления.
196
При подаче на вход электронного коммутатора серии управ-
ляющих импульсов и соответствующей этой серии последовательной
коммутации токов в обмотках двигателя ротор сиихроиио с полем
поворачивается на угол, пропорциональный числу импульсов в се-
рии. Средняя скорость вращения ротора пропорциональна частоте
управляющих импульсов.
Режим торможения и фиксированной стоянки ротора получает-
ся при прекращении подачн управляющих импульсов на электрон-
ный коммутатор, когда по обмоткам управления проходит постоян-
ный ток, создающий неподвижную в пространстве намагничивающую
силу.
7-2. РЕЖИМЫ РАБОТЫ
Особенности работы шаговых двигателей, в частности характер
движения его ротора, определены широким диапазоном частотного
регулирования скорости, включая фиксированную стоянку ротора,
изменением частоты управляющих импульсов по произвольному за-
кону, а также ступенчатой формой питающего напряжения. В зави-
симости от частоты управляющих импульсов различают следующие
режимы работы шаговых электродвигателей:
а) статический;
б) квазистатический;
в) установившийся;
г) переходные.
Статический режим шагового двигателя реализуется,
когда по обмоткам протекает постоянный ток, создающий непо-
движное поле. Статический режим характеризуется статическим син-
хронизирующим моментом — моментом, стремящимся возвратить
ротор в первоначальное положение при воздействии на него сил
извне. Зависимость статического синхронизирующего момента Л1Ст
от угла 0 между осями полюсов ротора и поля статора в большин-
стве случаев с достаточной
для практики точностью мо-
жет быть аппроксимирова-
на синусоидами. На рис. 7-2
показаны совмещенные ха-
рактеристики Л1ст(6), COOT*
ветствующие двум смежным
сочетаниям возбуждения об-
моток, имеющим, таким об-
разом, фазовый сдвиг, рав-
ный единичному угловому
шагу.
Квазистатический
режим работы шагового
двигателя (режим отработ-
ки единичных шагов) ха-
рактеризуется тем, что пе-
реходный процесс (обычно колебательный), сопровождающий отра-
ботку углового шага, к началу следующего шага заканчивается,
т. е. угловая скорость ротора в начале каждого шага равна нулю.
Он используется в различных старт-стопных, лентопротяжных и дру-
гих механизмах, в которых требуется фиксация положения после
каждого шага. Предельная частота квазистатического режима огра-
197
Рис. 7-2. Совмещенные статические
характеристики четырехфазного шаго-
вого двигателя.
/-при питании Ьй и 2-й фаз; 2 — при
питании 2-й и 3-й фаз.
ничена временем затухания колебаний, которые для некоторых ме-
ханизмов вообще недопустимы. Для устранения колебаний ротора
в конце шага и повышения за счет этого частоты квазистатического
режима применяют различные демпфирующие устройства, обгонные
механизмы. Наиболее радикальным методом увеличения частоты с со-
хранением квазистатического режима является гашение кинетиче-
ской энергии, запасенной ротором при отработке шага, путем при-
нудительного или естественного торможения с помощью специаль-
ных электронных устройств При [принудительном торможении по-
сле подачи управляющего импульса и поворота ротора на часть
углового шага управляющим импульсом, поданным на второй вход
электронного коммутатора, н. с двигателя переводится в начальное
состояние, в результате чего на ротор начинает действовать отрица-
тельный синхронизирующий (тормозящий) момент; при правильном
выборе момента торможения ротор останавливается в конце шага,
после чего н с вновь сдвигается вперед на один шаг подачей им-
пульса на первый вход коммутатора и ротор фиксируется в этом
положении практически без колебаний
При естественном торможении отработка шага происходит
в два этапа' на первом этапе движение ротора осуществляется за
счет положительного синхронизирующего момента, сдвинутого пер-
вым управляющим импульсом на часть полного шага двигателя, на
втором этапе — за счет кинетической энергии при отрицательном
синхронизирующем моменте, т. е. в режиме торможения. При оста-
новке ротора в конце шага н. с. статора сдвигается на оставшуюся
часть шага и фиксирует ротор в этом положении Такой способ
предпочтительнее в том случае, когда полный шаг состоит из не-
скольких элементарных шагов, соответствующих единичной коммута-
ции токов в обмотках При этом выбором оптимального временного
сдвига между всеми импульсами можно до минимума сократить
время отработки полного шага.
Установившиеся режимы работы шаговых двигателей
соответствуют постоянной частоте управляющих импульсов. Движе-
ние ротора в установившемся режиме может носить как периодиче-
ский, так и непериодический характер. При частоте управляющих
импульсов /у, меньшей частоты свободных колебаний /о, как и
в квазистатическом режиме, угловое перемещение сопровождается
свободными колебаниями Частота свободных колебаний зависит от
их амплитуды и определяется выражением
= — ^°>135У -j—
где К(а) — полный эллиптический интеграл первого рода, К= 1,854
для а=90°;
Мт — максимальный статический синхронизирующий момент,
н • м\
J — суммарный момент инерции ротора и нагрузки, кГ-м2.
При частоте управляющих импульсов, равной или в целое число
раз меньшей частоты собственных колебаний, возникает явление
электромеханического резонанса, которое при слабом демпфирова-
нии колебаний может привести к нарушению периодичности движе-
ния ротора и выпадению его из синхронизма В диапазоне частот
выше fo вращение ротора сопровождается вынужденными колеба-
ниями с частотой управляющих импульсов. В этом же диапазоне
частот при неблагоприятном сочетании параметров двигателя: вну-
198
треннего демпфирования и постоянной времени обмоток, а также
наличии магнитной асимметрии, вызванной неточностью при изго-
товлении, возникают колебания с частотой, близкой к fo. Эти коле-
бания являются следствием как субгармонического или параметриче-
ского резонанса, так и резонанса на низших гармониках возмущаю-
щих моментов.
Переходные режимы. Режимы работы шаговых двигате-
лей: пуск, торможение, реверс, переход с одной частоты на другую
(например, при частотном разгоне), являющиеся основным экс-
плуатационными режимами шаговых двигателей, сопровождаются
переходными процессами, обусловленными изменением скорости вра-
щения. Переходные процессы в указанных режимах определяются
как параметрами двигателя и нагрузки, так и начальными условия-
ми, при которых начинается соответствующий процесс.
Пуск шагового двигателя обычно осуществляется из положения
фиксированной стоянки ротора при установившихся значениях тока
в рабочих обмотках. Скачкообразное увеличение частоты от нуля
до рабочей приводит к тому, что вначале ротор отстает от поля,
затем, ускоряясь, достигает скорости поля, опережает его и вслед-
ствие отрицательного синхронизирующего момента снова замедляет-
ся. Благодаря демпфированию колебания скорости быстро затухают,
наступает установившийся режим. В процессе пуска ротор должен
оставаться в зоне динамической устойчивости, характеризующейся
положительным синхронизирующим моментом при отставании рото-
ра от поля и отрицательным моментом при опережении.
Максимальная частота управляющих импульсов, при
которой возможен пуск ротора из неподвижного положения без вы-
падения из синхронизма (потери шагов), называется частотой
приемистости. Частота приемистости растет с увеличением син-
хронизирующего момента, уменьшением углового шага, снижением
постоянной времени обмоток, величины нагрузки и момента инерции
нагрузки.
Торможение ротора осуществляется скачкообразным снижением
частоты управляющих импульсов до нуля. Предельная частота
управляющих импульсов, при которой торможение ротора осуществ-
ляется без выбега (с сохранением синхронизма), как правило, выше
частоты приемистости. При торможении без выбега в пеустановив-
шемся процессе после пуска или реверса, когда мгновенная скорость
ротора может 1,5—2 раза превышать среднюю скорость, предельная
частота управляющих импульсов может быть ниже частоты приеми-
стости.
Реверс шагового двигателя производится изменением последо-
вательности коммутации токов в обмотках, т. е. изменением на-
правления перемещения поля в расточке Предельная частота управ-
ляющих импульсов, при которой реализуется реверс без выпадения
из синхронизма, всегда меньше частоты приемистости и может до-
стигать ее лишь при большой величине нагрузки и внутреннего
демпфирования. Как и при торможении, реверс без потери шагов
в переходном процессе также может осуществляться при более низ-
ких частотах управляющих импульсов.
Работа шагового двигателя с короткими сериями импульсов и
произвольной паузой между ними также может быть приравнена
к реверсу в переходном процессе, так как начальная скорость прн
отработке очередной серии импульсов, возникающая в процессе ко-
лебаний ротора после отработки предыдущей серии, может быть
199
отрицательней. Устойчивая работа шагового двигателя в этом слу-
чае достигается увеличением нагрузки для ускорения затухания пе-
реходного процесса либо использованием старт-сгопного режима.
7-3. ХАРАКТЕРИСТИКИ И ПАРАМЕТРЫ ШАГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Эксплуатационные свойства шагового двигателя в системе при-
вода зависят от его рабочих характеристик. Рабочие характеристики
шаговых двигателей определяются как параметрами самих двигате-
лей и характером нагрузки, так и особенностями электронного ком-
мутатора, в частности числом тактов коммутации, формой напряже-
ния, приложенного к обмоткам управления, способом формирования
переднего и заднего фронтов тока, определяющих коммутационные
перенапряжения. В связи с многообразием рабочих режимов эти
характеристики включают в себя статические, предельные динами-
ческие и механические характеристики, характеристики устойчивости
двигателей при работе в резонансных областях.
Статические характеристики представляют собой зависимости
статического синхронизирующего момента от угла поворота ротора,
величины тока в обмотках управления при разном сочетании вклю-
ченных обмоток, а также величину угловой погрешности прн работе
в квазистатическом режиме на холостом ходу или под нагрузкой.
Зависимости частоты приемистости, предельной частоты управ-
ляющих импульсов при торможении и реверсе от величины (момента
сопротивления нагрузки и ее момента инерции, определенные для за-
данных условий коммутации, составляют семейство предельных ди-
намических характеристик соответственно пуска, торможения или
реверса.
Предельная механическая характеристика определяет зависи-
мость частоты управляющих импульсов от величины момента сопро-
тивления нагрузки, при плавном увеличении которой ротор двига-
теля выпадает из синхронизма.
Устойчивая работа шаговых двигателей на частотах в области
частоты электромеханического резонанса fo зависит от затухания
в системе привода и величины момента инерции. При большом
моменте инерции и недостаточном внутреннем демпфировании ко-
лебаний в шаговом двигателе амплитуда колебаний его ротора мо-
жет превысить зону динамической устойчивости, вследствие чего
ротор может выпасть из синхронизма. Совокупность параметров на-
грузки, обеспечивающих устойчивую работу шагового двигателя в
резонансных областях при заданной системе коммутации, опреде-
ляет характеристику устойчивости шагового двигателя.
Семейство рабочих характеристик шагового двигателя позво-
ляет определить частотные диапазоны шагового привода в зависи-
мости от требуемого режима работы (пуск, реверс, короткие серии
с произвольными паузами). На рис. 7-6 и 7-8 представлены дина-
мические характеристики некоторых двигателей.
Основными параметрами шаговых двигателей помимо момента
инерции ротора и величины статического синхронизирующего мо-
мента являются* постоянная времени обмоток управления Го, опре-
деляемая как
Яобм + Ядоб *
200
где Lq — постоянная составляющая индуктивности обмоток управ-
ления, о б м — активное сопротивление обмоток управления, /?ДОб —
добавочное активное сопротивление, включаемое последовательно
с обмотками управления, и коэффициент внутреннего демпфирова-
ния, определяемый как
* _ 2 Мт
S— и т рР'
где е* — э. д. с вращения, наводимая в обмотках управления на
базовой частоте, соответствующей частоте собственных ко-
лебаний «о;
U — амплитуда переменной составляющей напряжения питания
обмоток,
т — число фаз двигателя;
<Оо — базовая частота,
./О _ 1
соо = У —7— [рад/сек\\
Р — мощность потерь в меди обмотки управления и добавочном
сопротивлении, вт\
Мт — амплитуда первой гармоники статического синхронизирую-
щего момента, н • м.
Постоянная времени обмоток управления характеризует время
протекания электромагнитных переходных процессов, возникающих
при коммутации токов в обмотках. Для снижения постоянной вре-
мени обмоток часто последовательно с ними включаются активные
сопротивления, одиако при больших моментах инерции нагрузки они
теряют смысл, так как время протекания механических переходных
процессов становится соизмеримым и даже больше времени про-
текания электромагнитных процессов. В этом случае электромагнит-
ные переходные процессы не оказывают существенного влияния на
динамику двигателя.
Поэтому для оценки влияния постоянной времени на переходные
процессы используется нормализованная постоянная времени
Х = СОо^о,
представляющая физическую постоянную времени в масштабе пе-
риода собственных колебаний шагового двигателя в системе при-
вода.
Коэффициент внутреннего демпфирования характеризует сте-
пень возбужденности двигателя. Электродвижущая сила вращения
пропорциональна скорости вращения и в первом приближении нахо-
дится в противофазе с приложенным напряжением, поэтому дей-
ствие ее эквивалентно вязкому (линейному) трению, так как соот-
ветствующий ей момент оказывается отрицательным (т. е. тормоз-
ным) по отношению к синхронизирующему моменту. Для шаговых
двигателей с активным ротором э. д. с. вращения определяется вза-
имной индуктивностью обмоток управления с контурами возбужде-
ния ротора, для параметрических двигателей — переменной состав-
ляющей самоиндукции обмоток управления и взаимной индуктив-
ности с контурами возбуждения на статоре или роторе. Электро-
движущая сила вращения параметрических шаговых двигателей,
в особенности реактивных (без возбуждения), существенно меньше,
а постоянная времени обмоток управления в несколько раз больше,
чем э. д. с. и постоянная времени соответственно шаговых двига-
телей с активным ротором. Эго объясняет меньшую устойчивость
201
движения параметрических двигателей и необходимость применения
добавочных сопротивлений для форсировки электромагнитных про-
цессов.
7-4. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИИ И ОСНОВНЫЕ ТЕХНИЧЕСКИЕ
ДАННЫЕ ШАГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ СЕРИЙ ШДГ ШДА
Разработанные и выпускаемые в настоящее время шаговые элек-
тродвигатели охватывают широкий диапазон угловых шагов и вра-
щающих моментов. Они выполнены в ‘виде серий и единичных ис-
полнений. Разработаны и изготовляются электронные коммутаторы
для питания этих двигателей. Шаговые электродвигатели, техниче-
ские характеристики которых приведены ниже, предназначены для
использования при воздействии различных климатических факторов
и механических перегрузок.
Представляя собой конструктивную модификацию синхронных
двигателей, шаговые двигатели отличаются от них тем, что с целью
улучшения динамических характеристик ротор выполняется мини-
Рис. 7-3. Шаговые двигатели типов ШД-2-1—ШД-2-6 (разрез).
мального диаметра, без пусковой клетки, а с гатор имеет более вы-
сокие электромагнитные нагрузки. Как и обычные синхронные элек-
трические машины, шаговые электродвигатели различаются числом
фаз, типом магнитной системы, способом возбуждения. Наибольшее
распространение получили симметричные многофазные шаговые дви-
гатели альтернативного (с активным ротором) и параметрического
(индукторного) типов.
Шаговые двигатели с активным ротором
Двигатели состоят из статора, 1ротора и подшипниковых щитов,
имеющих центрирующие посадочные заточки и обеспечивающих со-
осное положение ротора относительно расточки статора. Статор,
выполненный в виде шихтованного пакета, укрепленного в корпусе
заливкой или прессованием, имеет пазы, в которых укладывается
двухфазная или трехфазная обмотка управления. Эта обмотка при
протекании по ней тока создает поле с числом полюсов, равным
числу полюсов ротора.
202
Ротор выполняется, как правило, в виде многополюсной звез-
дочки из сплава ЮНДК-15 или ЮНДК-24, укрепленной на валу
с шарикоподшипниками. Используются также сборные роторы,
у которых полюсы звездочки изготовляются из магнитов с высокой
энергией и крепятся к магнито-мягкому валу.
Конструктивной особенностью шаговых двигателей с активным
ротором типов ШДА-3-1—ШДА-3-6, ШД-2-1—ШД-2-6 (рис. 7-3 и
7-4) является то, что соединение статора с подшипниковыми щи-
тами неразъемное, а поверхность расточки статора и подшипнико-
Рис. 7-4 Шаговый двигатель типа ШДА-3-2 в разобран-
ном виде (опытный образец) .
вых гнезд обрабатывается в этом узле за одну установку. Эта
«сквозная» конструкция обеспечивает возможность получения мини-
мальных гарантированных рабочих зазоров и сохранения их рав-
номерности.
Статор вместе с подшипниковыми щитами заливается эпоксид-
ным компаундом, герметизирующим обмотку и защищающим ее от
попадания металлической стружки и повреждения при механиче-
ской обработке.
Обмотка двигателей обычно распределенная, двухслойная, для
получения максимального числа полюсов выполняется с числом па-
зов на полюс и фазу, равным единице. Обмотки двухфазных шаго-
вых двигателей в большинстве случаев выполняются с выводами от
средней точки каждой фазы. Таким образом, каждая фаза оказы-
вается расщепленной на две полуфазы, и обмотка по существу яв-
ляется четырехфазной. Благодаря пространственному сдвигу полу-
фаз, равному 180 эл. град, поочередное питание их однополярными
импульсами тока приводит к изменению полярности н. с., т. е. сдви-
гу ее на 180 эл. град. В отличие от двигателей с двухфазной об-
моткой, управление которыми должно осуществляться коммутатора-
ми, формирующими знакопеременное напряжение, четырехфазные
двигатели позволяют использовать для управления упрощенные
203
коммутаторы. Использование двигателя в этом случае хуже* так
как при той же потребляемой мощности статический синхронизирую-
щий момент его в ]/*2 раз меньше, чем у двухфазного двигателя.
Двух- и четырехфазные шаговые двигатели работают при четырех-
тактной (основной) и восьмитактной коммутации токов в обмотках.
Схема соединения обмоток и порядок их коммутации показаны на
рис. 7-5,а, В табл. 7-1 приведены параметры и технические харак-
Рис. 7-5. Схема соединения обмоток и порядок коммутации токов
а —двигателей типов ШД-2-1—ШД 2 6; б — двигателей серии
ШДА-3 1-ШДА-З 6.
Таблица 7-1
СП S X я
Тип электро- двигателя Напряжение пита- ния, в Число фаз Число пар полюсо Угловой шаг, ера Момент инерции ротора, кГ’СМ^ Сопротивление фазы, ом Постоянная време фазы, мсек Коэффициент фор- сировки Максимальный chi хронизирующий момент, н*см Максимальная по- требляемая мощ- ность, вт Номинальный вра- щающий момент, н ♦ см Номинальный моме инерции нагрузки, к Г • см^ Номинальная часто приемистости, шаг! сек
ШД-2-1 27 4 6 15 0,0025 125 0,3 1 1,6 12 0,1 0,001 0,003 0,007 0,025 0,06 0,125 0,001 0,003 0,007 0.025 0,06 0,125 4ЛП
ШД-2-2 ШД-2-3 ШД-2-4 ШД-2-5 ШД-2-6 1ПДА-3-1 Ш ДА-3-2 ШДА-3-3 Ш ДА-3-4 III ДА-3-5 ШД 4-3-6 27 27 27 27 27 27 27 27 27 27 27 4 4 4 4 4 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 4 4 4 4 4 4 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 0,009 0,02 0,047 0,13 0,33 0,0025 0,0065 0,016 0,047 0,13 0,28 81 40 17 9 7 200 125 92 65 42 35 0,4 0,6 0,9 1,8 3,5 0,45 0,6 0,9 1.5 2,5 4 1 1 1 1 1 1 1 1 1 I 1 4 10 25 50 100 2 4 10 25 50 100 18 37 90 160 200 8,5 13,5 17,5 27 34 50 0,4 1,0 4 6 10 0,1 0,4 1 4 6 10 350 320 250 220 180 600 480 350 220 170 ПО
теристики четырехфазных двигателей серии ШД-2-1—ШД-2-6 при
четырехтактной коммутации токов в обмотках (импульсы однопо-
лярные). На рис. 7-6 приведены динамические характеристики этих
мерыТеЛеИ ДЛЯ ТОЙ Же к0ММУтации’ а на Рис- 7-7 —габаритные раз-
204
Трехфазные магнитоэлектрические шаговые двигатели с актив-
ным ротором серии ШДА-3'1—6 питаются знакопеременными импуль-
сами, а при соединении обмоток в звезду могут питаться и одно-
полярными импульсами. Кроме основной, шеститактиой, коммутации
допускается трех- и двенадцатитактная коммутация токов в обмот-
ках. Эпюры линейных напряжений, порядок коммутации и схемы
соединения обмоток показаны на рис. 7-5,6. На рис. 7-8 приведены
динамические характеристики, а на рис 7-9—габаритные размеры
этих двигателей. Параметры и основные технические данные двига-
телей этих серий приведены в табл. 7-1.
Рис. 7-6. Предельные динамические характеристики пуска четы-
рехфазных двигателей при различных моментах инерции нагруз-
ки /н (кг• см2).
а — ШД-2-3 (/ - 7Н«0,0035; 2 — 7^0,028); б — ШД-2 4 (/ — 7н=0,012;
2 — 7я«0,1); в-ШД-2-5 (/ —7Н = 0,03; 2 —/н = 0,24); г — ШД-2 6
(/ —7 =0,062; 2 —7=0,5).
' п * П.
Трехфазные магнитоэлектрические шаговые двигатели при ше-
ститактной коммутации токов имеют более широкую зону устойчи-
вости, лучшее использование материала постоянного магнита, мень-
шую амплитуду высших гармоник в кривой питающего напряже-
ния, чем двухфазные шаговые двигатели с четырехтактной комму-
тацией. В связи с этим они обладают наиболее высокими динами-
ческими характеристиками, устойчивостью, равномерностью движе-
ния и экбномичностью.
Двигатели обеих серий развивают в обесточенном состоянии
фиксирующий момент в пределах 5—10% величины максимального
статического синхронизирующего момента
Шаговые двигатели параметрического типа
Основным конструктивным признаком шаговых двигателей пара-
метрического типа является ферромагнитный зубчатый ротор, вы-
205
полняющий роль модулятора магнитной проводимости воздушного
зазора между статором и ротором. Статор имеет полюсные высту-
пы, которые могут при большом числе зубцов ротора выполняться
с гребенчатыми зубцовыми зонами. Разрез четырехфазного парамет-
рического шагового двигателя показан на рис. 7-10. На восьмипо-
Рис. 7-7. Габаритные размеры двигателей серии ШД-2.
Т а б л и ц а 7-7
Тип элек- тродвига- теля Di I D2 D3 D< d5 О.
мм
ШД-2-1 ШД-2-2 иПД-2-3 ШД 2-4 ШД-2-5 ШД-2-6 28—0,014 32 40-0,017 40 50—0,017 50 60—0,02 60 83—0,02 80 05—0,023 100 3 4 5 6 8 10 М2 М3 } М4 М5 Мб /7 40 55 65 75 100 115 родолженц } 4,8 } 5,8 7 10 е табл. 1-7
Тип элек- тродвига- теля Z, Л I I z. I I, | L, I z7 I te Ь | h | t
ММ
ШД-2-1 ШД-2-2 ШД-2-3 ШД-2-4 ШД-2-5 ШД-2-6 38 47,5 58 72 87 95 | 2,5 }3 } <5 } 7 У 10,5 10 12 14 16 20 23 11,5 13,5 15,5 17,5 21,5 24,5 6,5 8 9,5 11 14 15,5 3 4 5 6 }8 38 50 57 65 88 105 b 1,5 2 }3 1,4 1,4 j> 2,6 ''Д,7 3,5 4,5 5,7 6,9 9 11
люсных выступах статора располагается четырехфазнчя обмотка,
соединенная в звезду. Благодаря сдвигу зубцов смежных полюсов
относительно зубцов ротора на ’/4 зубцового деления ротора при
последовательной коммутации токов в обмотках ротор поочередно
занимает положение максимальной магнитной проводимости с каж-
206
дым возбужденным полюсом. Такой двигатель относится к классу
реактивных, так как ои не имеет возбуждения и ротор независимо
от направления тока одинаково ориентируется относительно воз-
бужденного полюса.
Если магнитная система параметрического шагового двигателя
возбуждается постоянным магнитом или обмоткой возбуждения, то
двигатель относится к классу активных параметрических или индук-
г) д) е)
Рис. 7-8 Предельные динамические характеристики пуска трехфаз-
ных двигателей при различных моментах инерции нагруз-
ки Ун (кг • см2).
а- ШДА-3-1 (/-/„=0,001; 2 —/„=0,01); б - ШДА-3-2 (/ — /„=0,003;
2 — /„=0,03); в- П1ДА-3-3 (1 -/„=0,007; 2 — /„=0,07); г - ШДА-3-4
(/-/„-0,012; 2-/„=0,1); д - П1ДА-3-5 (/-/„=0,03; 2-/„=0,24); е —
ШДА-36 (/-/„-0,125, 2-/н=1,27).
Свойства активных параметрических двигателей приобретают
реактивные параметрические двигатели, если их обмотки управления
запитать напряжением с постоянной составляющей, например одно-
полярными импульсами постоянного тока. В этом случае за счет
207
постоянной составляющей тока в обмотках возникает неподвижное
в пространстве поле, намагничивающее ротор, т. е. действующее
аналогично полю возбуждения. Наличие постоянной составляющей
тока в обмотках управления приводит к увеличению потерь в меди
статора и загрузке выходных каскадов электронных коммутаторов.
Рис. 7-9. Габаритные размеры двигателей серии ШДА-3.
Таблица 7-9
Тип элек- тродвига- D, Оз О. О. о. D,
теля ММ
ШДА-3-1 32 36 1„-0,05 18—0,18 3 М2,5 кл. 3 32—0,017 3
ШДА-3-2 0.07
40 45 22_й;21 4 М3 кл. 3 40—0,017 4
ШДА-3-3 50 55 90-0.07 0,21 5 50—0,017 5
ШДА-3-4 60 65 ,R—0,08 0,25 6 М4 кл. 3 5°—0,02 6
ШДА-3-5 80 90 „—0,08 «-0,25 6 80—0,02 6
ШДА-3-6 100 ПО .„-0,08 33—0,25 8 М5 кл. 3 1°°-0,023 8
77родолжение табл. 7-9
Тип элек-
тродвига-
теля
I. | I. | I» | I, | I, | Z. | Z, | ] t | h | 6
мм
ШДА-3-1
ШДА-3-2
37
ШДА-3-3
ШДА-3-4
1П ДА-3-5
47,5
58
72
ШДА-3-6
87
95
} 9,6 2,5
} 14,5 4
>22 6
10
12
16
3
4
5
6
6
8
g
3.5 II
4 13
4,5 17
5,<< 17
5,5 x21,2
5,5
7
8,5
II
11
14
1
2
2
3
8
Тем не менее в настоящее время наиболее широкое распространение
получили параметрические шаговые двигатели именно этого типа.
В табл. 7-2 приведены основные технические характеристики
параметрических шаговых двигателей для восьми и четырехтактной
208
Таблица 7-2
3,5 2,5
200 3,6
100**
6
5* •*
10
1 0,0035
2,5 0,008
0)
450
5
1
* Данные приведены для восьмитактного режима с порядком коммутации
обмоток 1, 12, 2, 23, 3 , 34 , 4 , 41, 1 . . .
•* Данные относятся к обмотке возбуждения.
коммутации токов аналогично рис. 7-5,а. Первый из этих двигателей
является реактивным, второй — активным, имеющим электромагнит-
ное возбуждение.
Рис. 7-10. Поперечный разрез че-
тырехфазиого параметрического
двигателя реактивного типа.
7-5. ИСПЫТАНИЯ ШАГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Особенности испытаний шаговых двигателей определены специ-
фикой их режима работы. Наиболее важными эксплуатационными
характеристиками ШД являются характеристики пуска и торможе-
ния. В ряде случаев представляют интерес также динамические ха-
рактеристики внезапного реверса в установившемся или переходном
режиме, устойчивость работы в режиме коротких серий импульсов
14—1467 209
с произвольными паузами или в резонансных областях. Снятие ди-
намических характеристик удобно производить методом отработки
контрольной программы при изменении частоты управляющих им-
пульсов и параметров нагрузки. На вход программного устройства
(ПУ) подают импульсы требуемой частоты, причем ПУ формирует
программу в виде серий импульсов, попадающих на один или по-
очередно на оба входа электронного коммутатора (ЭК), коммути-
рующего токи в обмотках двигателя ШД в соответствии с требуе-
мым (режимом работы. Критерием работы ШД без сбоя является
соответствие конечного положения ротора требуемому, например при
числе импульсов в серии, соответствующем одному обороту ротора,
Рис. 7-11. Общий вид программного устройства ФСИ.
после отработки серии он должен вернуться в исходное положение.
Программное устройство типа ФСИ (рис. 7-11) формирует серии,
обеспечивающие проверку ШД с электронным коммутатором в ука-
занных режимах. При подаче на его вход сигнала от генератора
импульсов или генератора синусоидального напряжения требуемой
частоты программное усгройство выполняет следующие функции:
формирует серии объемом от 1 до 16 383 импульсов;
формирует-паузы между сериями в пределах от 1 до 512 перио-
дов управляющих импульсов;
прекращает подачу выходных импульсов после прохождения
установленного в пределах от 1 до 512 числа серий;
подает серии выходных импульсов на один выход или пооче-
редно на два выхода с регулируемой паузой между ними;
формирует синхронизирующий импульс, соответствующий по-
следнему импульсу каждой серии;
210
позволяет регулировать амплитуду выходных импульсов и из-
менять их полярность.
Основными узлами ФСИ являются двоичные счетчики на триг-
герах, выполненных на транзисторах. Прибор питается от сети пе-
ременного тока 'напряжением 220 в.
Измерение частоты приемистости сводится к следующему. На-
брав на счетчике числа импульсов серию импульсов, соответствую-
щую, например, одному-двум целым оборотам, на счетчике паузы —
паузу, достаточную для визуальной фиксации положения ротора и
затухания его колебаний, а на счетчике числа серий — 5—10 серий,
подают на вход ФСИ сигнал с частотой, плавно повышающейся от
серии к серии, пока положения ротора перед пуском и после тор-
можения перестанут совпадать. Максимальная частота, при которой
программа выполняется без сбоев, является частотой приемистости
при данной нагрузке. Так как переходные процессы, возникающие
при пуске за время одного-двух оборотов, затухают, частота тор-
можения оказывается всегда выше частоты приемистости. Ее можно
определить, если после каждого пуска в процессе отработки серии
плавно увеличивать частоту, пока торможение не будет сопровож-
даться выбегом. Проверка частоты торможения при коротких се-
риях, т. е. с переходного процесса, производится контролем пра-
вильности отработки серии импульсов в 1, 2, 3, 4, 5... импульсов
с достаточной для затухания паузой при изменении частоты. Про-
верка может быть ускорена, если на валу установить тахогенератор
и с его помощью на осциллографе определять номер управляющего
импульса, соответствующего максимуму угловой скорости.
Проверка устойчивости работы шаговых двигателей в режиме
коротких серий с произвольной (кратной периоду управляющих им-
пульсов) паузой между ними также осуществляется либо подбором
наихудшего сочетания параметров серий импульсов, либо определе-
нием соотношения между импульсами с помощью тахогенератора.
Для проверки предельной частоты импульсов при реверсе ФСИ пе-
реключается на режим поочередной подачи выходных импульсов по
обоим выходам, а в счетчике числа импульсов в серии набирают
«длинную» или «короткую» серию и соответствующую паузу. Для
исключения ошибки, связанной с возможностью временного выпа-
дения из синхронизма в момент реверса, особенно при коротких
сериях, когда внешне реверс может протекать нормально, можно
воспользоваться синхроимпульсами, управляя ими строботахометром.
Вспышки строботахометра, возбуждаемые синхроимпульсами ФСИ,
позволяют визуально зафиксировать положение ротора после каж-
дой серии, т. е. в момент реверса.
Проверка динамических характеристик параметрических шаго-
вых двигателей, имеющих магнитную асимметрию, вызванную про-
изводственными погрешностями, должна учитывать различные усло-
вия пуска, соответствующие различным положениям ротора и соче-
таниям возбужденных фаз при пуске. Известно, что магнитная
асимметрия в шаговых двигателях вызывает амплитудную и фазо-
вую модуляцию синхронизирующего момента, поэтому программа
должна обеспечивать пуск из разных точек устойчивого положения.
Число импульсов в серии в этом случае должно быть равно:
N=nk±l,
где п — число тактов за 1 эл. об.;
k — целое число, зависящее от требуемой длины серии;
I — целое число, зависящее от числа исследуемых точек пуска.
14* 211
Например, если производить пуск длинными сериями изо всех
точек равновесия, то k=z (число зубцов ротора), а /=1.
Нагрузка на валу двигателя обычно создается с помощью фрик-
ционного тормоза-моментомера (см. § 9-3), так как момент сопро-
тивления большинства механизмов, приводимых в движение шаго-
выми двигателями, имеет характер «сухого» трения. Характеристика,
используемая в фрикционных моментомерах типа ТФ (рис. 7-12)
пары трения сталь — вальцовочная лента досгаточно близка к ха-
рактеристике (идеального «сухого» трения, так как ее коэффициент
трения движения мало изменяется (не более 10%) в широком диа-
пазоне скоростей и практически равен моменту трения трогания.
Рис. 7-12. Комплект оборудования для испытаний шаговых
двигателей.
1 — программное устройство; 2 — нагрузочное устройство; 3 — стробо-
тахометр; 4 — генератор импульсов; 5 — электронный коммутатор.
Показания тормоза-моментомера, имеющего маятниковый или
другой измерительный механизм с большим моментом инерции под-
вижных частей, существенно зависят от режима работы двигателя.
При установившемся движении ротора, когда отсутствуют колеба-
ния, приводящие к изменению знака скорости, показания соответ-
ствуют среднему значению момента. При переходных процессах в
квазистатическом режиме показания не соответствуют действитель-
ным значениям момента. Величина этого момента должна прини-
маться равной среднему значению между динамическим моментом
и статическим моментом, создаваемым при заданной затяжке тор-
мозных колодок.
Мгновенное значение момента нагрузки можно получить, ис-
пользуя малоинерционные измерительные устройства (датчики мо-
мента). Однако вследствие низкой чувствительности и больщого
влияния на точность показаний несоосности двигателя и нагрузки
известные датчики момента, например тензометрические втулки,
находят применение лишь при испытаниях силовых шаговых двига-
телей.
212
как по оси, так и по длине его окружности. Причиной этому за-
частую являются конструктивные и производственные факторы,
определяющие разницу в электромагнитных свойствах системы дви-
гателя в различных направлениях его поперечного сечения и по оси.
К ним относятся: зубчатое строение статора и ротора, .их эллипс-
ность и биения, конструктивная несммметрия узлов, деталей и ма-
шины в целом.
Несимметрия н. с. статорной обмотки является одной из наи-
более распространенных причин возникновения электромагнитных
переменных сил. Несимметрия н. с. неизбежна, если активные или
реактивные сопротивления фаз различны. На практике такие откло-
нения доходят до 10—1&%, что бывает вызвано неравенством чисел
витков фаз, коротким замыканием нескольких витков, неравномер-
ным натяжением провода при намотке и другими причинами. В этом
случае фазные токи несимметричны. Они содержат составляющие
прямого /1 и обратного следования /2:
In —- I 1т $1п
т — 1
СО/- ©j -- 7U ----
т
“Ь 12т sin
со/ — Т2 + л(п— 1)
(п-1)
где л = 1, 2, 3, ... — порядковый номер фазы;
т — число фаз.
При синусоидальных симметричных напряжениях фаз
Нп — т sin
т — 1
со/ — тс (п — 1) —~—
' 7 т
мгновенное значение потребляемой мощности равно:
т
р ;= У unin = п [I/,/, cos <f>, — UtIt cos (2<of —
n—1
Переменная составляющая этого выражения обусловлена дей-
ствием переменных сил. Эти силы (воздействуют как на статор, так
и на ротор, стремясь раскачать их с частотой, равной двойной ча-
стоте напряжения питания.
На рис. 8-4 приведены экспериментальные кривые колебаний
мгновенной скорости вращения ротора, иллюстрирующие влияние не-
симметрии н. с. статорной обмотки на характер движения ротора.
При этом степень несиммегрии н. с. оценена с помощью коэффици-
ента эллипсности поля е, равного {Л. 8-4]
F2т 3 (/о/ь-j-Za/C +/ь^с)
(/а + /ь + /с)2
где Fim, Fzm — амплитуды н. с. соответственно прямого и обратно-
го следования;
/ь, /с — токи фаз статорной обмотки.
Осциллограммы движения ротора получены инерционным мето-
дом. Время одного оборота на осциллограммах пропорционально
расстоянию между двумя отметками, которые представляют собой
небольшие острые пики на кривой качаний ротора.
217
Несинусоидальное распределение ноля по длине окружности
воздушного зазора обусловливает возникновение дополнительных
постоянных и переменных сил от высших гармонических составляю-
щих. Физику их 'влияния на равномерность вращения ротора рас-
смотрим на примере синхронного двигателя с постоянным магни-
том, имеющего элементы синхронной и асинхронной машины
(см. разд. 5).
Рис 8-4. Влияние эллиптичности магнитного
поля на движение ротора.
а —е = о, б — £=0,15; в — £=1.
При наличии магнитов, имеющих форму звездочки, а также из-
за неоднородной внутренней структуры материала магнита, размаг-
ничивающего действия поля статора и других причин поле полюсов
отличается от синусоидального, приближаясь по мере увеличения
числа полюсов к прямоугольному. При отсутствии зубцов на стато-
ре и роторе поле магнита может быть определено в виде следующее
го тригонометрического ряда:
Р-n VI ( \
ВЪМ (х) = у /] sln( + ~k—<fkp (8-8)
k
где Fmfe, Фь — соответственно амплитуда и фаза £-й гармоники
н. с. магнита;
юг — скорость вращения ротора;
go — абсолютная магнитная проницаемость воздуха;
б — воздушный зазор.
При вращении ротора поле магнита наводит в статорной обмот-
ке э. д. с. Поскольку число пар полюсов k-u гармоники поля магни-
та равно pk, частота индуктированной ею э. д. с. равна:
(dk=pk(d2=ktot
где со — частота питания.
218
Под действием э. д. с., наведенных высшими гармониками поля
магнита, в обмотке статора протекают дополнительные токи, замы-
кающиеся через источник питания. В общем виде ток реакции ста-
тора на спектр полей магнита может быть представлен как
i'» = 2j/fimSin(to2< —?h), (8-9)
k
где Ikm, фь—соответственно амплитуда и фаза k-й гармоники тока.
Аналогичное влияние на ток статора оказывают зубцовые поля
ротора, индуктирующие в статорной обмотке э. д. с. частоты (Л. 8-6]
jV(AZ2co2±(o), где W-1, 2, 3, ...; Л==1, 2, 3, ...
Гармонический ряд н. с, статорной обмотки при протекании по
ней тока (8-9) может быть записан следующим образом:
Sf ъх \
fmvsin( + —v-?J +
V
+ (8-10)
V k
Здесь — амплитуда v-й гармоники н. с. статора, созданной основ-
ной волной тока;
— амплитуда v-й гармоники н. с. от токов V
Из-за сложного гармонического состава поля статора ток ко-
роткозамкнутой обмотки ротора в синхронном режиме не равен ну-
лю и содержит гамму гармоник, обусловливающих появление в воз-
душном зазоре дополнительных групп полей.
Взаимодействие высших гармонических полей статора и ротора
приводит к возникновению добавочных синхронных и асинхронных
моментов. Асинхронные моменты создаются в том случае, когда ро-
торные гармоники взаимодействуют с вызвавшими их статорными
полями. При взаимодействии полей одного порядка различного про-
исхождения создается синхронный момент. Например, v-я гармоника
статора возбуждает в беличьей клетке ротора гармонический ряд
полей порядка
Z2 ,
где k — любое положительное или отрицательное число, включая
нуль;
Z2, р — соответственно число пазов ротора и число пар полюсов
машины.
Взаимодействие ц-й гармоники ротора при £=0 с вызвавшей ее
гармоникой статора v-ro порядка обусловливает возникновение асин-
хронного момента, а ц-й гармоники ротора при £#=0 с полем по-
рядка v' статора — синхронного момента.
Скорости вращения полей, создающих добавочные моменты, за-
висят как от частоты питания, так и от скорости вращения ротора.
При ряде значений последней отдельные гармоники могут оказаться
неподвижными друг относительно друга. Они создают устойчивый
вращающий момент. Примером этому служат синхронные и асин-
хронные провалы в механической характеристике двигателей при
запуске.
219
На рис. 8-5 показаны группы рассмотренных выше полей. Стрел-
ками обозначено их взаимодействие, в результате которого возникают
различные электромагнитные моменты. Поля, обусловленные первой
(составляющей уравнения (8-10), обозначены цифрами I и II, поле
реакции статора на гармонические поля магнита представлено (груп-
пами III и IV, поле магнита — группой V. Спектр полей реакции ко-
роткозамкнутой обмотки ротора на первую группу полей обозначен
VI, а гармонический ряд реакции беличьей клетки на vve гармо-
ники статора — цифрой VII. От взаимодействия полей групп I и V,
Рис. 8-5 Поля и моменты синхронного двигателя.
II и IV, III и VI возникают синхронные моменты, а полей групп II
и IV, III и VII—асинхронные моменты. Взаимодействие полей
групп / и VI, IV и V обусловливает появление как синхронных,
так и асинхронных моментов.
Гармонический состав поля воздушного зазора реального двига-
теля значительно сложнее, чем в рассмотренном выше примере, по-
скольку в результирующем поле присутствуют гармонические, обу-
словленные неравномерной проводимостью воздушного зазора. По-
следняя обусловлена как зубчатостью статора и ротора, так и
отклонением формы зазора от кольцевой вследствие производ-
ственных погрешностей и наличия поля допусков на размеры. Ана-
лиз показывает, что при изготовлении микродвигателей даже по вто-
рому классу точности отношение допустимых отклонений размеров
к величине воздушного зазора составляют 15—20%, поэтому удель-
ный вес гармонических, вызванных неравномерностей проводимостью
воздушного зазора, довольно велик.
Анализ поля в зазоре электродвигателей других типов (гистере-
зисных, реактивных, редукторных, асинхронных) показывает, что
в каждом из них имеется множество высших гармоник, создающих
гамму добавочных моментов.
220
мин
го >>о во во т -с
Рис. 8-6 Влияние температуры
машины на качание ротора,
/—•двигатель с постоянным магни-
том 2р—2; 2 — двигатель с постоян-
ным магнитом 2р=8; 3 — гистерезис-
ный двигатель.
В номинальном режиме работы двигателя добавочные асинхрон-
ные моменты являются тормозными, а синхронные — пульсирующи-
ми. Мгновенная величина пульсирующего момента синусоидально
изменяется во времени с частотой, равной разности частот враще-
ния взаимодействующих полей, а средняя величина равна нулю. Дей-
ствие любого пульсирующего момента аналогично действию синхро-
низирующего момента в выпавшей из синхронизма машине. Оно
проявляется в виде качаний ротора. Сложный гармонический состав
поля воздушного зазора приводит
к воздействию на ротор множест-
ва пульсирующих моментов раз-
ных частот. Действуя в нелиней-
ной колебательной системе, како-
вой является электрическая маши-
на, эти моменты вызывают слож-
ный характер колебаний ротора,
которые описываются нелинейным
дифференциальным уравнением
второго порядка с переменными
коэффициентами Динамической
системе, описываемой таким урав-
нением, свойственно наличие цело-
го спектра резонансных частот
[Л. 8-7], поэтому даже незначи-
тельные по величине силы самых
разнообразных частот при опреде-
ленных условиях могут вызвать
колебания ротора, величина кото-
рых может превышать допустимые
в целом ряде систем пределы.
Ощутимое влияние на качания
ротора оказывают переменные си-
лы, обусловленные неравномерным
распределением поля по оси ма-
шины. Эта неравномерность может
быть вызвана конусностью стато-
ра и ротора, большой разницей
магнитной проницаемости электро-
технической стали пакета ротора
и магнита при их аксиальном
расположении, а также наличием
торцевых потоков. Вследствие зуб-
чатости торцевых поверхностей
проводимость путей торцевых потоков неравномерна, что приводит
к возникновению реактивных моментов. Последние стремятся удер-
жать ротор в положении наименьшего магнитного сопротивления
торцевым потокам [Л. 8-8].
Механические переменные силы, влияющие иа характер движе-
ния ротора, обусловлены конструктивными, производственными и
эксплуатационными причинами (Л. 8-9] Конструктивные причины
связаны с несимметрией и недостаточной жесткостью конструкции
двигателя, неправильным выбором посадки подшипника на вал и
рядом аналогичных факторов, заложенных в конструкцию при про-
ектировании
Производственные причины обусловлены отклонением размеров
221
деталей от номинальных, неточной балансировкой ротора, некаче-
ственной сборкой и т. п.
Возникновение переменных сил при эксплуатации двигателей
связано с изменением условии работы подшипников из-за их износа
и температурных колебаний окружающей среды Кроме того, при
изменении температуры ротора его небаланс может возрасти вслед-
ствие различия температурных коэффициентов линейного расшире-
ния материалов, из которых он изготовлен. На рис. 8-6 приведены
кривые зависимости равномерности вращения ротора от температу-
ры двигателя, полученные частотно оптическим методом при фикса-
ции угла качаний ротора один раз за оборот.
8-3. ПУТИ ПОВЫШЕНИЯ РАВНОМЕРНОСТИ ВРАЩЕНИЯ
В настоящее время известны два направления в решении задачи
по созданию двигателей с высокой равномерностью скорости вра-
щения. Одно из них связано с применением методов стабилизации
мгновенной скорости с помощью электронных схем, другое — с ис-
пользованием возможностей самой машины. Последние далеко не
исчерпаны н позволяют повысить показатели равномерности враще-
ния двигателей до уровня современных требований.
Исследования показывают, что возникновение в двигателе пере-
менных сил связано с магнитной, электрической и механической не-
симметрией ’ его конструкции. Симметрирование машины, позволяю-
щее снизить общий уровень переменных сил, всегда благоприятно
сказывается на равномерности вращения ее ротора.
Числа пазов Z\ статора и Z2 ротора следует выбирать таким
образом, чтобы в машине отсутствовали пульсирующие моменты, ви-
брационные силы и силы одностороннего тяжения Наряду с этим
выбранное число пазов ротора должно удовлетворять условию от-
сутствия добавочных асинхронных моментов, искажающих механи-
ческую характеристику двигателя и затрудняющих его пуск. Эти
условия для трехфазных машин выполняются при соблюдении сле-
дующих неравенств [Л. 8-10]
1. Для уменьшения влияния дополнительных асинхронных мо-
ментов от высших гармонических полей и зубцовых гармоник сле-
дует иметь
Z2<1,25Zi.
2. В целях ограничения влияния дифференциальных полей на
разбег двигателя необходимо
|Z2-Z1±p|>6
3. Для устранения дополнительных синхронных моментов сле-
дует выбирать
Z2=#=>6pfe; Z2¥=&pk+2p, k=l, 2, 3 ...
4. Радиальные силы тяжения и шума отсутствуют, если
|Z2—Zi|#=0, 1, 2, 3, 4;
|Z2—Zi|#=p или p±l;
|Z2—ZJ#=1 или 3p;
\Z2—Zi\¥=2p, 2p±\ или 2p±2;
|(Z2±p)-р(6Й±1)| = 1, fe=2, 3, 4.
222
Эти неравенства приведены для случая, когда обмотка статора
не имеет параллельных ветвей, наличие которых в прецизионных
двигателях нежелательно. В результате этого возникают дополни-
тельные переменные силы, обусловленные взаимодействием гармо-
ник поля с токами статора.
Обмоточные поля, обусловленные высшими гармониками н. с.
статора, могут быть уменьшены укорочением шага обмотки, увели-
чением числа пазов на полюс и фазу q, а также способом соедине-
ния фаз. Как известно, в трехфазной машине при соединении фаз
в звезду в результирующем поле отсутствуют гармоники, кратные
трем. Наряду с этим для ослабления влияния высших гармоник
н. с. статора может быть использован скос пазов ротора. Наиболее
оптимальным с этой точки зрения является скос на V? полюсною
деления, 'Приводящий к подавлению гармоник, кратных семи, и зна-
чительно ослабляющий влияние полей порядка v=5.
Зубцовые поля могут быть ослаблены не только выбором со-
отношения между числами пазов статора Z] и ротора Z2, но и ис-
пользованием магнитных клиньев для закрытия пазов статора и уве-
личением воздушного зазора. Величина последнего должна в 1,5—
2 раза превышать зазор, рекомендуемый для обычных машин. Тор-
цевые потоки могут быть зашунтированы ферромагнитными кольца-
ми, расположенными в зубцовой зоне статора |[Л. 8-8].
Для магнитного симметрирования машины следует применять
«веерную» сборку пакетов статора и ротора, поворачивая при
шихтовке каждый последующий лист пакета стали относительно пре-
дыдущего на зубцовое деление. В этих же целях может быть ис-
пользована «сквозная» конструкция машины, которая позволяет за
счет точной механической обработки посадочных мест в щитах и
внутреннего диаметра статора с одной установки свести к минимуму
возможные несоосности поверхностей статора и ротора.
Для повышения жесткости конструкции электродвигателя пакет
статора вместе с обмоткой может быть залит эпоксидным компаун-
дом. В этих же целях высоту ярма статора следует выбирать из
условия отсутствия прогиба статорного кольца под действием пере-
менных электромагнитных сил. Деформация статора отсутствует,
если нет резонанса сил магнитного тяжения и собственных колеба-
ний статора [Л. 8-10]:
Da ]/ Ga+6zS ’ />~°>55Л> Da ’
r=2, 3, 4;
здесь fo, fr—резонансные частоты статора;
Da, ha — внутренний диаметр и высота ярма статора;
Ga, Gzs — вес соответственно спинки н зубцов статора, кг.
Необходимо, чтобы ни одна из частот fo и fz не совпадала с ча-
стотами
где f — частота питания;
k = 1, 2.
Постоянные магниты в синхронных двигателях (разд. 5) по от-
ношению к пакету стали ротора могут быть расположены радиаль-
но нли аксиально. При радиальном расположении магнита характер
223
распределения поля по оси машины можно считать однородным.
В случае аксиального размещения магнитов для симметрирования
машины по длине магниты следует располагать с обеих сторон
Рис. 8-7. Поле магнитов при различных
углах у.
в—т== о; б'—т =-у T = 4''t; T =
* о 3
224
Влияние высших гармонических полей магнита на работу ма-
шины может быть ослаблено путем выбора ширины полюсной дуги
магнита из условия ослабления наивысших по амплитуде гармоник
поля полюсов. Кроме того» путем углового разворота на угол у
одного магнита относительно другого при их расположении с двух
сторон Пакета ротора можно добиться такого их взаимного 'располо-
жения, при котором наиболее опасные гармоники поля полюсов ока-
жутся в противофазе. Эффект разворота осей полюсов аналогичен
скосу пазов и позволяет изменять спектральный состав э. д. с.» на-
веденных полем магнита в статорной обмотке. Процесс изменения
формы кривой э. д. с.» наведенной полем восьмиполюсного магнита
в обмотке статора, приведен на осциллограммах рис. 8-7.
Рис. 8-8. Зависимость угла качаний ротора от чис-
ла пар полюсов синхронного двигателя
1 — переменная сила; 2 — угловая характеристика маши-
ны при 2p=i2; 3 — угловая характеристика при 2р—6; 4 —
угол качаний ротора двигателя с 2Д“2; 5 — угол качаний
ротора машины с 2р=6.
Высокие требования должны быть предъявлены к качеству под-
шипников. Наряду с этим положение подшипников в посадочных гнез-
дах щитов должно быть таким, чтобы ось нагрузки на подшипник
совпала с центром стенки щита. В противном случае при -недоста-
точной жесткости щитов возможны прогибы их стенок, что приводит
к искажению воздушного зазора электродвигателя.
Активные и индуктивные сопротивления разных фаз статорной
обмотки должны иметь минимальную разницу. В противном случае
из-за неравенства токов фаз увеличивается неравномерность враще-
ния ротора, обусловленная полями обратного следования.
Влияние переменных сил на равномерность вращения ротора мо-
жет быть ослаблено, если статору предоставить возможность совер-
шать вращательные колебания под действием этих сил. Переменные
силы действуют как на статор, так и на ратор. Если статор будет
иметь возможность совершать вращательные колебания под дейст-
вием переменных сил, то ротор получит возможность вращаться бо-
лее равномерно.
15—1467 • 225
Крутизна угловой характеристики синхронных двигателей опре-
деляет собой способность двигателя противостоять действию пере-
менных сил, раскачивающих ротор. Она определяется удельным син-
хронизирующим моментом тс, который при синусоидальном харак-
тере угловой характеристики может быть определен как
dMc
тс = -^-=рМ'ст cos р0,
где Мст — амплитуда синхронного момента;
р — число пар полюсов машины;
0 — пространственный угол поворота ротора за счет нагрузки.
С увеличением числа полюсов двигателя величина /пс возрас-
тает, йто приводит, как показано на рис. 8-8, к уменьшению качаний
ротора. Для получения малых углов качаний ротора могут быть
использованы редукторные двигатели РД (разд. 6), работающие на
зубцовых гармониках поля Эквивалентное число их пар полюсов
равно числу пазов Z2 ротора Величина Z2 у РД во много раз пре-
вышает число полюсов обычных двигателей, поэтому крутизна угло-
вой характеристики РД превышает крутизну обычных двигателей
в Лр (коэффициент редукции) раз:
Р *
8-4. РАВНОМЕРНОСТЬ ВРАЩЕНИЯ ДВИГАТЕЛЕЙ РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ
В настоящем разделе приводятся показатели равномерности
вращения двигателей широко распространенных конструкций, осво-
енных промышленностью.
При прочих равных условиях наиболее равномерно вращаются
роторы симметричных машин, имеющих круговое поле. Показатели
равномерности вращения однофазных двигателей, выполненных на
базе трехфазных, как правило, хуже чем трехфазных, что объясняет-
ся трудностями получения кругового поля. В случае эллиптичного
поля результирующий вектор магнитной индукции вращается в про-
странстве с переменной скоростью, обусловливая неравномерное
вращение ротора.
Синхронные двигатели с постоянными магнитами и асинхрон-
ным пуском обладают наибольшей равномерностью скорости враще-
ния ротора. Наличие беличьей клетки обусловливает хорошие демп-
фирующие свойства машины Двойственная роль беличьей клетки
как источника переменных сил и демпфирующего элемента вызывает
необходимость подбора ее параметров с точки зрения не только
пусковых, но и демпфирующих свойств На рис. 8-9 приведена экс-
периментальная зависимость угла качаний ротора от толщины А
короткозамыкающего кольца, определяющего активное сопротивле-
ние беличьей клетки. Как свидетельствует эта зависимость, сущест-
вует вполне определенная величина активного сопротивления корот-
козамкнутой обмотки ротора, при котором соотношение между ее
раскачивающими и демпфирующими свойствами наиболее благопри-
ятно с точки зрения равномерности вращения ротора.
На рис. 8-10 приведена конструкция синхронного двигателя
с постоянными магнитами, разработанного с учетом требований вы-
сокой равномерности вращения ротора. Соотношение между числа-
ми пазов статора и ротора при числе полюсов 2р — 8 выбрано таким
226
образом, чтобы в машине отсутствовали пульсирующие моменты,
вибрационные силы и силы одностороннего тяжения Размер ярма
ротора в 1,85 раза превышает размер ярма статора обычных двига-
телей, что позволило сдвинуть резонансную частоту статора в зону
низких значений. Для повышения жесткости всей конструкции ста-
тор запрессован в стальной корпус и вместе с обмоткой залит эпо-
ксидным компаундом, диаметр вала уве-
личен, а оси подшипников ротора совпа-
дают с осями стенок щитов.
Пазы статора закрыты ферромагнит-
ными клиньями, пазы ротора скошены
на */т полюсного деления, ширина по-
люсной дуги магнита выбрана из усло-
вия ослабления пятой и седьмой гармо-
ник поля магнита, а оси полюсов одного
магнита развернуты относительно осей
полюсов другого магнита. В рассматри-
ваемой конструкции также зашунтнрова-
ны торцевые поля путем расположения
ферромагнитных колец в зубцовой зоне
статора. Кроме того, приведенная кон-
струкция является «сквозной», а статор
«развязан» с помощью дополнительных
подшипников и вспомогательного корпу-
са, за который двигатель крепится в ра-
бочем механизме Такое крепление по-
зволяет статору совершать вращатель-
ные колебания под действием перемен-
ных сил, что способствует более равномерному вращению ротора.
Величина угловых колебаний статора ограничена с помощью спе-
циальных штифтов.
Гистерезисные двигатели обладают худшими показателями рав-
номерности вращения, чем аналогичные им синхронные двигатели
с постоянными магнитами. Наличие высших гармоник со стороны
статора приводит к тому, что разные точки ротора имеют различное
Рис 8-9 Зависимость
угла качаний ротора
от активного сопро-
тивления беличьей
клетки
Рис 8-10 Принципиальная конструкция высоко-
стабильного двигателя
1 — подшипник дополнительный; 2 — компаунд эпоксид-
ный, 3 — корпус дополнительный; 4 — штифт, 5 — втулка
резиновая, б — кольца торцевые; 7 — магнит постоянный
15* 227
магнитное состояние, возбуждая в зазоре высшие гармонические
поля ротора. Отсутствие хорошо развитого демпфера в виде бе-
личьей клетки обусловливают величину и характер качаний ротора,
подобных качаниям ротора машины с постоянными магнитами без
короткозамкнутой обмотки.
Реактивные двигатели имеют более сложный спектральный со-
став поля, чем выше рассмотренные машины. Несмотря на наличие
Рис. 8-11. Осциллограммы колебаний мгновенной скорости ро-
торов.
а — синхронного двигателя с постоянными магнитами; б — гистерезисного
двигателя; в — реактивного двигателя; г — асинхронного двигателя;
д — редукторного двигателя.
беличьей клетки, 'неравномерность вращения их роторов существен-
но превышает величину неравномерности вращения двигателей с по-
стоянными магнитами и гистерезисных
Редукторные двигатели, имея небольшие углы качаний роторов,
обладают в то же время значительно большей нестабильностью
мгновенной скорости вращения роторов, чем все рассмотренные
228
электродвигатели. Как видно из выражений (8-6) и (8-7), степень
нестабильности мгновенной скорости вращения роторов характери-
зуется не только величиной, <но и частотой изменения угла качаний.
Весьма сложный гармонический состав поля в воздушном зазоре РД
приводит к воздействию на ротор множества переменных сил, рас-
качивающих его с высокой частотой, во много раз превышающей
частоту вращения ротора.
Нестабильность скорости вращения асинхронных двигателей во
многом зависит от жесткости их механической характеристики. При
жесткой механической характеристике они имеют показатели равно-
мерности вращения, промежуточные между аналогичными показате-
лями машин с постоянными магнитами и гистерезисных.
Типичные осциллограммы колебаний мгновенной скорости вра-
щения роторов электрических двигателей приведены на рис. 8-11.
Они получены при работе машин в лабораторных условиях инер-
ционным методом.
В табл. 8-1 даны показатели равномерности вращения ряда дви-
гателей.
Таблица 8-1
Тип двигателя Р, вт Число полюсов Скорость, об!мин 9, , мин АНО"3
Синхронные с постоям- 9 2 3 000 6—30 0,4—0,8
ным магнитом 10 4 1 500 4—16 0,3—0,6
6 4 1500 4—17 0,3—0,6
1 4 1 500 5,5—17 0,5—0,7
1 6 750 3,5—6 0,2—0,4
Гистерезисные 0,75 8 750 9—15 2—6
1,5 8 1 500 6—11 2—6
1 4 1 500 15—23 4—6
10 8 6 000 6—12 1,8—3,5
Реактивные 4 4 1 500 9—18 7—10
10 4 1 500 8—17 6—10
55 4 1 500 10—12 10—12
Асинхронные 10 2 3 000 6—30 0,4—0,8
40 2 3 000 6—15 0,4—0,15
40 4 I 500 6—15 0,4—0,6
Редукторные: реактивные двухобмоточные 0,1 32 30 468 250 1,6—1,8 0,7—1 51—80 40—60
Приведенные в таблице показатели равномерности вращения
являются усредненными. Они получены частотно-оптическим мето-
дом при фиксации углового положения ротора один раз за оборот.
В процессе проведения измерений двигатели питались от преци-
зионного источника, обеспечивающего -высокую стабильность часто-
ты, постоянство амплитуды и синусоидальность формы напряжения.
Принцип работы источника питания заключается в преобразовании
задающих импульсов стабильной частоты в систему трехфазного
напряжения. Для этих целей запускающие импульсы преобразуются
с помощью триггерных колец в напряжение прямоугольной формы
со сдвигом по фазе на 15°. В схеме сложения эти импульсы пре-
229
образуются в систему трехфазиых напряжений, изменяющихся по
синусоидальному закону и сдвинутых по фазе иа 120°. Использова-
ние межкаскадных потенциальных связей в триггерном кольце
исключает возможность ухода частоты источника питания от частоты
задающего триггера, а синусоидальная форма вырабатываемого
источником напряжения обеспечивается его фильтрацией с помощью
диапазонных фильтров, включенных в анодные цепи предваритель-
ного усилителя. Постоянство амплитуды напряжения на выходе
источника достигается применением электронных стабилизаторов
в питающих цепях схемы. Мощность одной фазы источника поряд-
ка 200 ва.
При проведении измерений двигатели работали при строго по-
стоянной нагрузке типа «сухого трения».
Реальные условия работы двигателей в схемах автоматики отли-
чаются от вышеперечисленных. В ряде случаев питание электродви-
гателей осуществляется от статических преобразователей, выраба-
тывающих 'напряжение прямоугольной формы. Гармонический со-
став кривой напряжения зависит от скважности импульсов. Экспе-
риментальные исследования показывают, что равномерность враще-
ния роторов при таком питании двигателей ухудшается. Появление
временных гармоник поля, обусловленных несииусоидальностью на-
пряжения, приводит к воздействию на ротор дополнительных мо-
ментов.
Кроме того, в процессе работы электродвигателей возможны
периодические и скачкообразные колебания напряжения питания.
Работоспособность машин при этом может сохраняться, однако вели-
чина нестабильности мгновенной скорости изменяется. В случае
периодических колебаний напряжения с частотой, близкой к резо-
нансной частоте ротора, величина нестабильности возрастает во
много раз, поскольку периодические колебания напряжения вызы-
вают соответствующие колебания электромагнитного момента. При
скачкообразном изменении напряжения питания возникает переход-
ный процесс, связанный с переходом двигателя в новый режим
работы и колебаниями мгновенной * скорости ротора. Показатели
равномерности вращения ротора при этом ухудшаются. Однако
после затухания переходного процесса нестабильность вращения
ротора может как уменьшиться, так и возрасти.
При использовании микромашии в системах автоматики необхо-
димо также учитывать ие только воздействие электродвигателя на
систему, но и системы иа электродвигатель. Колебания нагрузки,
неудачный выбор ее момента инерции, возможные иесоосности на-
грузки и рабочего вала машины, дисбаланс нагрузки и т. д. могут
вызвать увеличение качаний ротора. Их частота будет равна или
кратна частоте колебаний обусловленных этими факторами перемен-
ных сил. Результирующий момент, действующий при этом на вал
машины, в общем случае может быть записан в виде следующего
выражения:
М = М„ +У Mmh sin (<oftZ + ф„)
здесь Мо — постоянная составляющая момента; , Мтъ sin +
k
+фл) —сумма й-х гармонических составляющих момента, действую-
щего на ротор; ф — фаза k-й гармоники момента.
230
Как показано в работах И. М. Постникова и А. И. Важное»,
величина угла качаний ротора синхронного двигателя при этом
может быть найдена как
Мпь sin (год, f 4~ fa ~Ь ?к)
/ (тск — ccoSt)2 + (Дсоц)2
где mck — коэффициент синхронизирующего момента для А-й гар-
моники колебаний;
УьЛ
с— — инерционная постоянная, разделенная на 2л[;
2,nfPs
f — частота питания;
/ — момент инерции вращающихся частей;
Рв — номинальная мощность машины.
Из анализа этого выражения следует, что величина угла кача-
ний ротора во многом зависит от инерционной постоянной, завися-
щей от момента инерции вращающихся частей и скорости вращения
ротора.
При добавлении момента инерции нагрузки к моменту инерции
ротора может наступить такое соотношение между параметрами
машины, когда
тск = с(>Ук,
что соответствует равенству частоты вынужденной силы и собствен-
ной частоты качаний ротора. Резонансная частота при этом равна
ь>«ь =
Увеличение инерционной постоянной, как следует из этого соот-
ношения, смещает резонансную частоту в золу низких значений.
Поскольку в процессе работы машины на ротор действует сложная
гамма переменных сил как высокой, так и низкой частоты, увели-
чение момента ннерцни вращающихся частей приближает резонанс-
ную частоту к частоте наиболее опасных снл. Для исключения
вероятности возникновения резонансных явлений инерционная по-
стоянная в этом случае должна быть существенно увеличена.
В ряде систем автоматики используются многоскоростные ма-
шины. Прн этом скорость вращения ротора изменяется как пере-
ключением числа пар полюсов статорной обмотки, так и частотой.
Изменение инерционной постоянной в этом случае также приводит
к тому, что показатели равномерности вращения электродвигателей
на различных скоростях бывают различными-
231
Экспериментальные исследования показывают, что для ряда
типов двигателей зависимость степени неравномерности вращения
ротора от величины инерционной постоянной с имеет сложный ха-
рактер. В кривых 0k=f(c) наблюдаются пики, соответствующие
резкому возрастанию неравномерности вращения ротора. Для ощу-
тимого сглаживания этих пиков требуется значительное увеличение
момента инерции вращающихся частей. Однако при этом возникают
значительные трудности, связанные с запуском машин, особенно
электродвигателей с постоянными магнитами. При их запуске в кри-
вой зависимости момента от скольжения кроме провалов, характер-
ных для асинхронных машин, имеется провал от тормозного момен-
та, обусловленного запуском двигателя «при постоянно включенном
возбуждении». Поскольку переход от подсинхронной скорости рото-
ра к синхронной осуществляется скачком, то величина предельного
скольжения получается тем меньше, чем больше инерционная по-
стоянная (ом. разд. 5).
В условиях работы двигателя при скачкообразных изменениях
нагрузки изменение угла качаний ротора также определяется значе-
нием инерционной постоянной и числом пар полюсов машины. Чем
жестче угловая характеристика синхронных машин и круче механи-
ческая характеристика асинхронных двигателей, тем меньше вели-
чина изменения пространственного угла между осями полей статора
и ротора. Следует также учитывать, что прн работе машин с пре-
дельно допустимой нагрузкой нестабильность мгновенной скорости
по изложенным выше соображениям выше, чем при меиьших на-
грузках.
В условиях строгого постоянства нагрузки двигателя появляется
возможность существенного уменьшения отрицательного влияния
неравномерности вращения ротора на качество работы автоматиче-
ской системы за счет специальных способов соединения вала двига-
теля с рабочим механизмом. Одним из способов такого соединения
является развязка нагрузки относительно вала двигателя. Осуще-
ствляться развязка может любым способом, при котором ротор
имеет возможность совершать малые вращательные колебания отно-
сительно нагрузки. Примером такого соединения может служить
связь дисков 2 и 3, показанная на рис. 8-3.
Раздел девятый
НЕСТАНДАРТНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
ДЛЯ ИСПЫТАНИЙ
МИКРОЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
9-1. ВВЕДЕНИЕ
Важным этапом любого производства является испытание изго-
товленного изделия. В производстве микроэлектродвигателей этот
этап важен вдройие, так как из-за отклонения магнитных свойств
применяемых материалов, технологических отклонений при изготов-
лении деталей, Tpyi^HOCTpfl учета всевозможных потерь и т. д. изго-
232
товленная машина может иметь значительные отклонения от рас-
четных данных. Поэтому каждый изготовленный микроэлектродви-
гатель подвергается контрольным испытаниям.
При определении номинальных данных электрических двигате-
лей ток, напряжение и потребляемую мощность измеряют стандарт-
ными электроизмерительными приборами, а определение полезной
мощности, вращающего момента и скорости вращения связано с при-
менением нестандартного оборудования.
У микроэлектродвигателей к. п. д., как правило, невысок (в пре-
делах 20—70%), поэтому определяют его не косвенно, а непосред-
ственным измерением момента М, скорости вращения п и подводи-
мой к двигателю электрической мощности Pt:
где Pt — в вт;
7’2 = 1,028 Мп — полезная мощность в вт (М — в кГ • м; п —
в об/мин).
Приборы для измерения вращающего момента промышленность
в настоящее время серийно ие выпускает, и заводы — изготовители
двигателей вынуждены сами разрабатывать и изготовлять их. При
этом различные авторы показному выполняют и называют эти при-
боры. Так, наряду с термином нагрузочно-измерительное устройство
бытуют термины: моментомер (Л. 9-1], электромагнитный тормоз
[Л. 9-2], индукционный тормоз [Л. 9-3], электромагнитный баланс-
тормоз {Л. 9-4], балансирный динамометр (Л. 9-5], динамометр для
измерения крутящих моментов, торзиометр (Л. 9-7], торсиометэ
[Л. 9-8] и т. д. Отсутствие четкой и единой терминологии вызывает
определенные затруднения.
На наш взгляд, в отношении терминологии можно сказать сле-
дующее. При выработке названия того или иного устройства необ-
ходимо прежде всего учитывать функции, которые им выполняются.
Исходя из этого, все устройства, предназначенные для создания и
измерения момента, можно разделить иа три.группы.
К первой группе следует отнести устройства, которые тем или
иным способом создают тормозной (нагрузочный) момент, но не
измеряют (не показывают) его величины. Устройства этой группы
следует называть тормозами.
Ко второй группе следует отнести устройства, которые изме-
ряют величину вращающего момента, ио сами его не создают,
например устройства, основанные на применении тензодатчиков, ко-
торые по скручиванию вала между двигателем и приводимым во
вращение механизмом позволяют определять величину вращающе-
го момента, развиваемого двигателем. Такие устройства можно назы-
вать торсиометрами (tortio — кручение, ретРеш — измерение).
К третьей группе следует отнести устройства, которые выпол-
няют две функции: во-первых, создают нагрузочный (тормозной)
момент, во-вторых, измеряют (показывают) его величину. Эти
устройства сочетают в себе и тормоз и измеритель момента — мо-
ментомер. Их целесообразно называть тормозами-моментомерами.
В настоящее время известно большое количество самых различ-
ных тормозов-момеитомеров, изготовляемых для собственных нужд
различными организациями.
Наличие большого количества конструктивных вариантов тормо-
зов-моментомеров, изготовляемых мелкими партиями В мастерских
233
й лабораториях предприятий, сказывается иа их стоимости, качестве
и точности. Как правило, оии имеют непромышленный внешний вид
и невысокий класс точности (обычно не более 5). Низкий класс точ-
ности тормозов-моментомеров приводит к тому, что к. п. д. и полез-
ную мощность микродвигателей определяют с точностью 5—25%,
в то время как ток, напряжение, потребляемую мощность измеряют
приборами класса точности 0,5 или 1.
Быстрое развитие микроэлектромашиностроения, крупносерий-
ный характер производства микродвигателей делают актуальным
вопрос разработки дешевых, удобных в эксплуатации н высококаче-
ственных приборов для измерения вращающего момента и скорости
вращения микроэлектродвигателей Так же как и электроизмеритель-
ные приборы, тормоза-моментомеры и тахометры могут выполнять-
ся многопредельными и одиопредельными Одиопредельные приборы
дешевле н удобнее в производстве там, где длительное время изме-
ряют величины одного порядка. Однако для перекрытия всего диа-
пазона измерений вращающих моментов существующих микродвига-
телей необходима серия приборов с различными номинальными
данными.
Как первый вариант такой серии ниже рассматривается серия
индукционных тормозов-моментомеров, обеспечивающая испытания
любых микродвигателей, имеющих вращающий момент 0,5—
5000 Г-см при скоростях вращения 750—15 000 об1мин.
Испытание тихоходных (редукторных и шаговых) микродвига-
телей можно проводить с помощью фрикционных тормозов-момеи-
томеров, описанных ниже.
Для измерения скорости вращения микродвигателей желательно
иметь бесконтактный измерительный прибор, не нагружающий испы-
туемую машину добавочным вращающим моментом. В ряде органи-
заций разработаны такие приборы с использованием стробоскопи-
ческого эффекта; однако оин неудобны для измерения быстро ме-
няющихся по величине скоростей вращения, так как требуют по-
стоянной настройки иа каждую скорость.
Ниже описывается фотоэлектронной многопредельный тахометр,
имеющий стрелочный отсчет, как у обычных электроизмерительных
приборов. При испытаниях микродвигателей наряду с измерением
момента и скорости вращения производится значительное количество
и других измерений. Поэтому возникает необходимость разработки
комплексного испытательного оборудования, обеспечивающего про-
ведение контрольных, приемо-сдаточных испытаний, входного кон-
троля и т. д.
Ниже описывается полуавтоматическая установка, позволяющая
испытывать двигатели постоянного тока с постоянными магнитами
и регулировать их в соответствии с требованиями технических
условий.
9-2. СЕРИЯ ИНДУКЦИОННЫХ ТОРМОЗОВ-МОМЕНТОМЕРОВ
Опыт работы ряда электромеханических заводов показал, что
наиболее удобным, простым и дешевым в изготовлении является
«электромагнитный тормоз» М. А. Панасенкова [Л. 9-2]. На пред-
приятиях применяют десятки различных конструктивных вариантов
этого устройства {Л. 9-1].
Однако они имеют ряд недостатков, затрудняющих нх исполь-
зование для испытания микродвигателей Во-первых, ферромагнит-
234
235
ный диск при наличии неравномерных воздушных зазоров (что
практически всегда имеет место на практике) испытывает значи-
тельные силы тяжеиия, за счет которых нагружаются подшипники
либо испытуемого двигателя, если диск находится иа валу двигате-
ля, либо измерительного устройства, если диск закреплен на его
валу. И то и другое приводит к погрешностям при измерении вра-
щающего момента. Во-вторых, наличие токоподвода к поворачи-
вающимся на шарикоподшипниках электромагнитам создает трудно-
учитываемый дополнительный момент, снижающий точность измере-
ний, особенно при измерении моментов менее 20 Г • см.
Для ликвидации токоподводов к подвижному измерительному
узлу была предложена конструкция тормоза-моментомера с иепо-
движной обмоткой возбуждения и специальной рамкой-магнитопро-
водом (рис. 9-1).
Тормоз-моментомер имеет измерительный узел, поворачиваю-
щийся иа шарикоподшипниках 15 или на ножевых опорах. Измери-
тельный узел состоит из рамки-магиитопровода 4 с гильзой 13,
полюсных наконечников 10, груза-противовеса 16 иа тарировочном дис-
ке 14 и стрелки 12, расположенной против шкалы 5. Рамка-магнито-
провод 4, гильза 13 и полюсные наконечники 10 создают замкнутую
систему, по которой замыкается поток обмотки возбуждения 11. Эта
система воспринимает вращающий момент стакана 8, закрепленного
на валу испытываемого двигателя и увлекается им в направлении
своего вращения. Равный, ио противоположно направленный тор-
мозной момент приложен к стакану и к валу испытываемого дви-
гателя.
Груз-противовес 16 и стрелка 12, как обычный маятниковый из-
мерительный механизм, осуществляют измерение вращающего мо-
мента, приложенного к магнитопроводу.
Испытываемый двигатель устанавливается в самоцентрирующие-
ся тиски 6, расположенные на основании 2, одна губка которых не-
сет тризму, а другая — прижимную ленту. Для обеспечения соосно-
сти прибора и испытываемого двигателя ходовой винт тисков пере-
мещает губки на различные расстояния — губку с призмой на
большее расстояние, чем губку с ленточкой. При этом угол призмы
связан с шагами резьбы ходового винта следующим соотношением:
S,n-2---
где <р — полный угол призмы;
/л — шаг резьбы, перемещающей губку с ленточкой;
<Пр — шаг резьбы, перемещающий губку с призмой.
Для фиксирования измерительного узла при транспортировке
прибор имеет арретир 3, а для успокоения стрелки — механический
демпфер. Установка стрелки прибора на нуль производится винта-
ми 1.
Прибор имеет кожух 7, предохраняющий измерительный меха-
низм от случайных повреждений. Предусмотрена возможность плом-
бирования прибора после проверки контролирующими службами.
В настоящее время разработана серия тормозов-моментомеров
вышеописанной конструкции, позволяющая испытывать все типы ми-
кродвигателей постоянного и переменного тока, кроме тихоходных
(шаговых и редукторных). Серия охватывает диапазоны вращаю-
щих моментов 0,5—5 000 Г • см и скоростей вращения 750—
15 000 об/мин. Серия содержит шесть типоразмеров (табл. 9-1):
236
Таблица 9-1
Наименование Наиболь- ший тор- При скорости враще- ния более, об/лия Момент инерции стакана, кГ • см*
МОЭНОЙ момент, Г • см С медиым стаканом С дюралю- миниевым стаканом Медного Дюралю- миниевого
ТЕС-1-2 ТЕС-1-5 2 5 1 500 3 000 4 000 9000 0,0025 0,00075
ТЕС-2-5 ТЕС-2-10 ТЕС-2-15 ТЕС-2-25 5 10 15 25 500 1 000 2 000 4000 1 500 3000 5 000 9 000 0,0115 0,003f
ТЕС-3-25 ГЕС-3-50 ТЕС-3-100 25 50 100 590 1 000 2000 1 500 3 000 6 000 0,05 • 0,016
ТЕС-4-50 ТЕС-4-100 ТЕС-4-200 ТЕС-4-400 50 100 200 400 300 500 • 1 000 2 000 750 1 500 3 000 6 000 0,125 0,04
ТЕС-5-50Э ТЕС-5-1010 500 1 000 - 1 500 3 000 - 0,19
ТЕС-5-2500 ТЕС-6-5900 2 500 5000 1 500 3 009 - 1,45
TEC-1—ТЕС-6. Изменением грузов и шкал получено 18 различных
пределов измерения и соответственно 18 различных приборов.
Сокращение ТЕС означает — тормоза единой серин; первая циф-
ра в обозначении указывает иа габарит прибора, а последующие —
максимальный измеряемый момент в граммосантиметрах.
Тормоза-моментомеры серии имеют класс точности 2,5, хотя нх
конструкция при незначительной доработке позволяет получить бо-
лее высокий класс точности.
Для обеспечения минимального момента инерции нагрузки при
испытаниях двигателей в тормозах-моментомерах серин применены
тонкостенные алюминиевые токопроводящие стаканы, а не диски
[Л. 9-2].
Применение токопроводящих стаканов, имеющих меньшие диа-
метры, чем диски, позволило также уменьшить момент вентиляцион-
ных потерь до величин, которые можно не учитывать, не выходя
при этом за пределы допустимых погрешностей прибора.
Токопроводящие стаканы выполняются не из стали, а нз алю-
миниевого сплава, что обеспечивает устранение радиальных сил тя-
жения, неизбежно возникающих в случае применения ферромагнит-
ных стаканов из-за неравномерности воздушного зазора. Алюминие-
вые стаканы не испытывают никаких сил тяжения прн любой
неравномерности воздушного зазора, что освобождает от дополнн-
237
тельных нагрузок подшипники, и, следовательно, увеличивает точ-
ность измерений.
Измерение пускового момента испытываемых двигателей осу-
ществляется путем жесткого сочленения ротора двигателя с измери-
тельным механизмом прибора, для чего одно из трех отверстий
в торце стакана совмещают со штифтом 9. Измерение пускового мо-
мента возможно в трех различных положениях ротора.
Рис. 9-2. Тормоз-моментомер ТЕС-4-50 с блоком питания БИТ.
Для изменения нагрузочного момента необходимо обеспечить
подключение тормоза-моментомера к сети постоянного тока с регу-
лируемым напряжением 0—24 в.
Тормоза-моментомеры потребляют ток не более 0,5 а. При от-
сутствии сети постоянного тока можно обеспечить работу любого
прибора серии с помощью блока питания тормоза-моментомера БПТ
(рис. 9-2), который включается в сеть переменного тока с напря-
жением 220 в. Блок питания БПТ понижает напряжение сети, вы-
прямляет его и позволяет изменять от 0 до 30 в.
Тормоза-моментом еры единой серии максимально унифициро-
ваны.
Механические характеристики тормозов-моментомеров — зависи-
мости тормозного момента от скорости вращения (рис. 9-3)—имеют
прямолинейный характер.
Изменение напряжения и тока питания тормоза-моментомера и
соответственно изменение н. с. обмотки и величины индукции в воз-
душном зазоре меняет наклон механических характеристик, что по-
зволяет создавать и измерять прибором различные вращающие мо-
менты на валу испытываемого двигателя при одной и той же ско-
рости вращения. Применение посеребренных или медных стаканов
238
позволяет получить более крутую механическую характеристику, т. е.
создавать больший тормозной момент при меньших скоростях вра-
щения испытываемого двигателя.
На рис. 9-3 (приведены для примера механические характеристи-
ки некоторых тормозов-моментомеров.
г См
Г'СМ
1500 3000 4500 6000 об/мин ^60 1500 ' ЗОЪО об/мин
б)
Рис. 9-3. Нагрузочные характеристики тормозов-момен-
томеров единой серии.
а — ТЕС-1-2; б —ТЕС-3-100; в — ТЕС-4 400; г — ТЕС-6-5000;
-----—дюралюминиевый стакан;------------медный стакан;
•----- посеребренный стакан.
9-3. СЕРИЯ ФРИКЦИОННЫХ ТОРМОЗОВ-МОМЕНТОМЕРОВ
Описанная выше единая серия индукционных тормозов-момен-
томеров не может обеспечить испытания тихоходных микродвига-
телей, так как с уменьшением скорости вращения испытываемого
двигателя уменьшается тормозной момент прибора и при скоростях
вращения 2—600 об!мин для создания тормозных моментов порядка
1 000 Г • см требуются индукционные тормоза-моментомеры очень
больших габаритов. 'Применение фрикционных тормозов^моменто-
меров, у которых тормозной момент почти не зависит от скорости
вращения двигателя, позволяет испытывать не только тихоход-
ные редукторные, но и специальные шаговые двигатели. При этом
239
следует иметь в виду, что шаговые двигатели обычно работают иа
нагрузку типа сухого трения, поэтому испытания фрикционным тор-
мозом-моментомером лучше всего имитируют реальные условия.
На рис. * 9-4 представлен фрикционный тормоз-моментомер. Он
обеспечивает торможение фрикционными накладками 1 шкива 2,
закрепленного иа валу испытываемого двигателя 14, и измерение
тормозного момента маятниковым измерительным механизмом, "со-
стоящим из тарнровочиого диска 3 с грузом-противовесом 11, стрел-
ки 4 и шкалы 12.
Рис. 9-4. Конструктивная схема фрикционного тормоза-моментомера.
Изменение величины нажатия фрикционных накладок и соот-
ветственно тормозного момента прибора осуществляется изменением
тока в обмотке возбуждения 6 электромагнита, неподвижно закреп-
ленной на тарировочном диске 3.
Магнитопровод 7 электромагнита, состоящий нз двух половин,
разделенных воздушным зазором б, закреплен с помощью пластин-
чатых пружин 8 на перекладине 9 и может поворачиваться вокруг
оси 10. Такое крепление электромагнита обеспечивает устойчивую
работу прибора прн небольшой несоосности тормоза-моментомера
и испытуемого двигателя.
Для фиксирования подвижной части прибора в отключенном по-
ложении и при транспортировке имеется механический арретир 17.
Установление стрелки прибора иа нулевую отметку шкалы произво-
дится винтами 16. Закрепление испытываемого двигателя 14 произ-
водится самоцеитрнрующимися тисками 13, жестко закрепленными
на основании 15.
Прн вращении двигателя 14 шкив 2, зажатый фрикционными
накладками 1, увлекает по направлению своего вращения весь изме-
рительный узел, который, поворачиваясь вокруг оси 5, останавли-
вается, уравновешенный противодействующим моментом груза-про-
тивовеса. По углу отклонения стрелки судит о величине тормозного
момента, приложенного к валу испытываемого двигателя.
240
Следует иметь в Виду, что фрикционные тормоза-моментомеры
имеют склонность к возникновению колебаний (скачков). Разные ав-
торы по-разному объясняют причины, вызывающие возникновение
скачков при трении, но все они сводят их или к разнице между си-
лой трения покоя и силой трения скольжения, или к убыванию силы
трения прн возрастании скорости, или к зависимости силы трения
от времени неподвижного контакта dTldt>Q. Поэтому большое зна-
чение имеет выбор материалов фрикционной пары. Наиболее подхо-
дящей парой, у которой релаксационные колебания не возникают
в большом диапазоне скоростей, является фрикционная пара сталь—
тормозная вальцовочная лента по ТУ 3027-57.
Рнс. 9-5. Зависимости тормозного момента фрикционного тор-
моза-моментомера от материалов фрикционных пар при испы-
тании шаговых двигателей.
а — зависимости коэффициента трения от скорости; Z —сталь—кожа,
// — сталь — ферродо, б — изменение скорости двигателя за время
/1—4; в — зависимости тормозного момента от скорости двигателя:
/ — сталь — кожа, // — сталь — ферродо.
При испытаниях шаговых двигателей применение различных
фрикционных пар может привести к ошибочным заключениям. Изве-
стно, что коэффициент трения у различных материалов по-разному
зависит от скорости (рнс. 9-5,а). Трущаяся пара / (например,
сталь — кожа) в диапазоне скоростей о,—имеет более значитель-
ное изменение коэффициента трения, чем пара // (например, сталь —
ферродо).
Создавая различные зажимные усилия, можно с помощью раз-
личных фрикционных пар получить одни н тот же необходимый тор-
мозной момент Мв (рис. 9-5,в). Ввиду того чго скорость вращении
шаговых двигателей непостоянна во времени (рис. 9-5,6), при мень-
ших скоростях тормозной момент у различных фрикционных пар
оказывается различным (рис. 9-5,в) М">М'. Разгоняясь до скоро-
сти vi, двигатель в момент времени f, должен преодолевать вра-
щающий момент нагрузки М" нлн М' и момент сил инерции, т. е.
de>
УИ1 = ^+/ —
или
16—1467
241
Так как М">М', то иногда начинается сбой шага, т ё дйиГатёЛь
dco
во втором случае не может преодолеть сумму моментов М"+/
Это весьма показательное явление (на двух одинаковых тормозах-
моментомерах с различными фрикционными накладками сбой шага
одного и того же шагового двигателя начинается при различных
тормозных моментах) требует особого внимания при выборе фрик-
ционных пар Наиболее жесткие условия для испытываемого двига-
теля будет создавать фрикционная лара, у которой коэффициент
трения покоя равен коэффициенту трения движения и не зависит
от скорости движения К сожалению, известные материалы лишь
в некоторой степени отвечают названным требованиям
Рассмотренная выше конструкция была принята за основу цри
разработке отрезка серии фрикционных тормозов-моментомеров,
обеспечивающих создание и измерение вращающих моментов в диа-
пазоне 25—2 500 Г • см при малых скоростях вращения испытывае-
мых двигателей Отрезок серии фрикционных тормозов-моментоме-
ров серии ТФ построен на трех типоразмерах ТФ-2, ТФ-3, ТФ-4
Применение сменных грузов и шкал позволило иметь шесть различ-
ных приборов ТФ-2 50, ТФ-2-100, ТФ-3-200, ТФ-3-400, ТФ-4-1000,
ТФ-4-2500
В обозначении тормозов моментомеров первая цифра указывает
габарит прибора, а последующее число — максимальный измеряемый
крутящий момент по шкале прибора
Фрикционные тормоза-моментомеры максимально унифицирова-
ны с тормозами-моментомерами единой серии ТЕС имеют такие же
самоцентрирующиеся тиски, снабжаются такими же блоками лита-
ния БПТ, имеют защитный кожух.
9-4. ФОТОТАХОМЕТР ФТ-1
Известные строботахометры, выпускаемые промышленностью,
обладая целым рядом положительных качеств, малопригодны для
измерения малых скоростей вращения (меньше 600 об!мин), не по-
зволяют осциллогр эфиров а ть или как-то иначе фиксировать процесс
изменения скорости вращения. Они несколько неудобны в эксплуа-
тации, так как требуют перенастройки частоты генератора и соот-
ветственно частоты вспышек лампы при измерении меняющихся ско-
ростей вращения.
В настоящее время разработан фотоэлектрический тахометр
(рис. 9-6), состоящий из выносного фотодатчика и измерительного
блока Фототахометр имеет стрелочный отсчет и выход на осцилло-
граф, что позволяет измерять меняющиеся скорости вращения и
фиксировать их путем осциллографирования
Фотодатчик имеет автономную подсветку и фотодиод типа
ФД (рис 9-7) На вращающемся объекте наносятся черно-белые
симметричные отметки (например, одна половина вращающегося
диска закрашивается в черный цвет, а другая — в белый) Фото-
диод освещается отраженным от диска светом, при этом закра-
шенные поверхности отражают меньше света, чем незакрашенные.
В соответствии с этим меняется сопротивление фотодиода Фотодиод
включен в одно плечо моста (рис 9-7), который разбалансируется
при изменении его сопротивления, в результате чего на диагонали
моста обеспечивается симметричный прямоугольный импульс, кото-'
242
рый через разделительный конденсатор подается на вход двухкаС-
кадного усилителя, собранного на триодах 7\ и Тг. Усиленные им-
пульсы дифференцируются, ограничиваются стабилитроном Ст и
подаются на мостовую схему, собранную на триодах Т3 и Т4 и обес-
печивающую формирование прямоугольных импульсов, стабильных
по длительности
Так как с изменением скорости вращения меняется частота им-
пульсов, подаваемых на специальную мостовую схему, и так как им-
пульсы, сформированные этой схемой, имеют постоянную длитель-
ность, то паузы между импульсами на выходе мостовой схемы
имеют различную длительность На выход мостовой схемы через
Рис 9-6 Фотоэлектрический тахометр ФТ-1 с тормозом-мо-
ментомером ТЕС-4-50
разделительный конденсатор и ограничительные сопротивления под-
ключается микроамперметр, усредняющий ток, протекающий через
него так, что отклонения стрелки прибора оказываются прямо про-
порциональными скорости ‘вращения испытываемого объекта
Формирование импульсов мостовой схемой происходит следую-
щим образом В исходном положении триод Т3 открыт, а Л — за-
перт При подаче на 7\ запускающего продифференцированного им-
пульса отрицательной полярности открывается триод Л, а триод
Т3 в это время скачком запирается. При этом конденсаторы С за-
ряжаются с постоянной времени т. Так как диод Д в диагонали
моста имеет линейно-ломаную вольт-амперную характеристику с точ-
кой перегиба t/n=0, конденсаторы заряжаются до тех пор, пока их
напряжения не достигнут величины напряжений на сопротивле-
ниях Я, т. е. до момента времени
/=т1п 2=Т.
В этот момент времени диод открывается и подзарядка конденсато-
ров прекращается, так как сопротивление открытого диода значи-
16е 243
Рис. 9-7. Принципиальная схема фототахометра ФТ-1.
244
тельно меньше Л. Прямоугольный импульс имеет стабильную дли-
тельность
T~RC In 2.
Чтобы обеспечить осциллографированне изменяющихся скоро-
стей вращения, в фототахометре предусмотрено устройство, состоя-
щее* из трехкаскадиого усилителя, собранного па триодах Те, Те, Тт,
дифференцирующего трансформатора Трг и выпрямителя.
Можно показать, что при соблюдении некоторых соотношений
среднее выпрямленное напряжение после дифференцирующего транс-
форматора пропорционально скорости вращения Эта особенность
и используется в описанном приборе.
Наличие емкостей в фильтре после выпрямителя повышает инер-
ционность прибора, что затрудняет его использование для осцилло-
графирования переходных процессов микродвигателей.
Фототахометр обеспечивает измерение частоты с точностью 2,5%
в диапазоне 12,5—500 гц, что соответствует скорости вращения
750—30 000 об/мин при одной паре черно белых секторов. Увеличи-
вая число пар черно-белых секторов на диске в 10 и 100 раз, мож-
но обеспечить измерение низких скоростей вращения, прн этом мож-
но зафиксировать неравномерность вращения в течение одного обо-
рота, что весьма важно в ряде исследований.
9-5. КОМПЛЕКСНАЯ ИЗМЕРИТЕЛЬНО-РЕГУЛИРОВОЧНАЯ
УСТАНОВКА КИРУ-1
При доводке микродвигателей постоянного тока с постоянными
магнитами для достижения требуемой по техническим условиям
скорости вращения магниты двигателя подмагничивают или раз-
магничивают. При этом пользуются тормозами-моментомерами, стро-
ботахометром, намагничивающей и размагничивающей установками.
Микродвигатель устанавливают в тормоз-моментомер, нагружают
номинальным моментом н измеряют скорость вращения с помощью
сТроботахометра, если при этом скорость вращения окажется выше
требуемой, то двигатель онимают с тормоза-моментомера, устанав-
ливают в намагничивающей установке и подмагничивают; если же
скорость вращения окажется ниже требуемой, то двигатель снимают
с тормоза-моментомера и размагничивают в размагничивающей
установке. Подмагниченный или размагниченный двигатель вновь
устанавливают в тормоз-моментомер, нагружают номинальным мо-
ментом и вновь измеряют скорость вращения. Если она отличается
от требуемой, то двигатель вновь размагничивают или подмагничи-
вают и так далее, пока скорость вращения двигателя при номиналь-
ной нагрузке и напряжении не станет равной требуемой
Наличие большого числа перестановок н невозможность размаг-
ничивать магниты с одного раза до нужного значения создают боль-
шие неудобства н обусловливают низкую производительность Труда.
В настоящее время разработана установка, позволяющая намаг-
ничивать и размагничивать двигатели, измерять скорости их враще-
ния, натружать тормозным моментом и измерять его. Установка
имеет следящую систему, поддерживающую заданное значение тор-
мозного момента постоянным, не зависящим от скорости вращения
испытываемого двигателя, и устройство, выполняющее логическую
операцию сравнения имеющейся скорости вращения с заданной (тре-
буемой по техническим условиям).
245
На рис 9-8 представлен общий вид макетного образца установ-
ки Регулируемый двигатель с укрепленным на ого валу токопрово-
дящим диском зажимается самоцентрирующимися тисками 1 между
соленоидами 3 и подключается к зажимам 2 Место установки дви-
гателя указано цифрой 14 Тумблер 4 обеспечивает включение и ре-
верс двигателя, при этом по прибору 5 можно контролировать по-
даваемое на двигатель напряжение Тумблером 6 включают следя-
щую систему, поддерживающую постоянным установленным по шка-
ле 7 ручкой 8 тормозной момент указываемый стрелкой 15
Рис 9 8 Лицевая панель макетного образца комплексной измери-
тельно-регулировочной установки КИРУ-1
Измерение скорости вращения двигателя обеспечивается тахо-
метром 9 с фото датчиком 10
Намагничивания и размагничивания осуществляются переключа-
телем 11 с фиксированным средним положением Степень размагни-
чивания регулируется сопротивлением 12 Тумблером 13 включается
устройство, выполняющее логическую операцию сравнения имею-
щейся скорости вращения с требуемой и дающее команду на на-
магничивание или размагничивание двигателя
На рис 9 9 представлена принципиальная схема установки
КИРУ-1 Намагничивание и размагничивание магнитов двигателя
осуществляется соленоидами L (рис 9 9,а) без ферромагнитного
магнитопровода, причем намагничивание производится током, вы-
прямленным двухполупериодным выпрямителем Д, а размагничива-
ние— затухающими колебаниями, которые возникают в контуре
образованном индуктивностью катушек L и емкостью подсоеди-
няемого контактами ДРз конденсатора
246
Непреркьябе йзмерение скорости вращения осуществляется фо-
тоэлектрическим тахометром (рис 9 9,8), состоящим из фотодатчи-
ка, усилителя и вторичного стрелочного прибора Фотодатчик со-
стоит из лампочки посылающей пучок света на токопроводящий
диск, расположенный на валу испытываемого двигателя и имеющий
светлые и равные им затененные секторы, и фотодиода ФД\, вклю-
ченного в мостовую схему При освещении фотодиода отраженным
Рис 9 9 Принципиальная схема комплексной измерительно регули-
ровочной установки КИРУ-1
а — схема намагничивания и размагничивания, б — схема сравнения скоростей
вращения и выдачи команд в — схема измерения скорости вращения, г — схе-
ма поддержания заданной величины тормозного момента,
247
от светлого сектора светом мост разбалансируется и сигнал б виде
прямоугольного импульса, усиленный по мощности, подается на вто-
ричный прибор
В качестве вторичного прибора можно использовать любой час-
тотомер или измеритель дистанционного авиационного тахометра.
В описываемой установке используется измеритель дистанционного
авиационного тахометра ТЭ-15М, у которого трехфазный синхрон-
ный двигатель заменен двухфазным Сдвиг по фазе напряжений,
подаваемых на обмотки двигателя тахометра, осуществляется ем-
костью С. При значительном изменении диапазона измеряемых ско-
ростей вращения сдвиг напряжений по фазе необходимо осуществ-
лять триггерными схемами
Рис 9-10 Вторичный прибор тахометра.
На рис 9-10 представлен общий Вид примененного вторичного
прибора тахометра. Синхронный двигатель 5, вращаясь со скоро-
стью, пропорциональной частоте импульсов фотодатчика ФД1 и со-
ответственно скорости вращения испытываемого двигателя, вращает
через пару шестерен (не показанных на рисунке) узел магнитов 6,
в зазоре между которыми находится диск 5. На одной оси с дис-
ком 5 закреплена стрелка 3 демпфера 4 и противодействующая спи-
ральная пружина (на рис. 9-10 не видна). В соответствии со ско-
ростью вращения узла магнитов 6 на диск 5 действует больший
или меньший вращающий момент, закручивающий спиральную пру-
жину на больший или меньший угол, фиксируемый стрелкой 3,
Для выполнения логической операции сравнения имеющейся ско-
рости с требуемой на стрелку вторичного прибора тахометра
(рнс. 9-10) крепится флажок 7, который перекрывает в определен-
ный момент путь свету от лампочек 2 к фотодиодам 1. Затемнен-
ный фотодиод ФДг или ФДз (рис. 9-9,6) включает реле, которое
своими контактами КР^ или КРъ, в свою очередь, включает «намаг-
248
ничивание» или «размагничивание». Прч этом один фотодиод рас-
положен до отметки, соответствующей скорости, требуемой по тех-
ническим условиям, и контактами КР$ включает «размагничивание»,
а второй фотодиод расположен за отметкой и включает контактами
КРь «намагничивание».
Одновременно с включением «намагничивания» или «размагни-
чивания» загораются соответствующие сигнальные лампочки Л*
или Л5.
Для поддержания постоянного заданного тормозного момента
на валу испытываемого двигателя тормоз-моментомер, встроенный
в установку, снабжен следящей системой (рис 9-9,г), уменьшающей
величину возбуждения тормоза-моментомера при возрастании скоро-
сти вращения двигателя и, наоборот, увеличивающей — при умень-
шении скорости.
Следящая система имеет пару подвижных контактов, укреплен-
ных на штанге Поворачивая ручку 8 (рис. 9-8), перемещают штангу
с контактами 15 и вместе с ними стрелку в нужное место шкалы
Стрелка, замыкая тот или другой контакт (рис 9-9), включает реле
Ре или Р7.
Контакты реле включают реверсивный исполнительный двига-
тель Дв, который, вращаясь в ту или иную сторону, перемещает
ползунок потенциометра Rs, увеличивая или уменьшая при этом на-
пряжение на обмотке тормоза-моментомера и соответственно увели-
чивая или уменьшая крутящий момент, приложенный к валу регу-
лируемого двигателя и равный ему момент к рамке магнитопровода.
Как только величина вращающего момента, приложенного к рамке
магнитопровода, достигнет величины, обозначенной заранее на шка-
ле прибора, контакты разомкнутся и серводвигатель остановится.
Если регулируемый двигатель увеличит скорость вращения и
тем самым увеличит тормозной момент, то С1релка прибора, дви-
гаясь, замкнет один из контактов П.
При этом сработает реле Ре своими контактами включит серво-
двигатель Дв, который переместит ползунок реостата и будет умень-
шать напряжение, подаваемое на тормоз-моментомер, до тех пор,
пока не восстановится прежний тормозной момент.
Регулировка двигателя, таким образом, выполняется полуавто-
матически. На валу регулируемого двигателя крепят токопроводя-
щий диск, зажимают двигатель между соленоидами, после чего
включают двигатель и автоматику. Заданное предварительное зна-
чение тормозного момента поддерживает следящая система, а «на-
магничивание» или «размагничивание» включает логическое устрой-
ство, при этом величина скорости непрерывно указывается на шка-
ле тахометра.
Установка надежна в работе, удобна в эксплуатации, быстро
и хорошо проводит регулировку скорости двигателей серий ДПМ,
ДПР и др. При этом величина напряженности намагничивающего
поля между соленоидами выше 2 400 а)см, а размагничивающего
поля регулируется от 1 200 а!см до нуля.
Установка может быть выполнена без намагничивающего и раз-
магничивающего устройства и использована при испытании любых
типов микродвигателей для создания и измерения момента и скоро-
сти вращения
Раздел десятый
ВОПРОСЫ НАДЕЖНОСТИ МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ СИСТЕМ
АВТОМАТИКИ
10-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Одним из основных вопросов при выборе двигателя для работы
в системах автоматики является надежность. Теория надежности —
наука, изучающая закономерности возникновения отказов техниче-
ских устройств. Основные понятия и термины в теории надежности,
применимые к микроэлектродвигателям, делятся на четыре группы:
1) объекты;
2) состояния и события;
3) свойства;
4) количественные показатели.
/ группа. Объекты
На первом месте в этой группе стоят изделия; к их числу от-
носятся электрические машины, различные устройства и отдельные
элементы.
Элементом в теории надежности называют часть системы,
предназначенную для выполнения определенных функций. В микро-
электродвигателях элементами являются подшипники, обмотки,
щеточный узел, редуктор и т. д.
Системой называется совокупность совместно действующих
элементов, предназначенных для самостоятельного выполнения
установленного задания.
Деление на элементы и системы в теории надежности является
условным. Отдельно взятый микроэлектродвигатель рассматривается
как система, состоящая из ряда элементов. Микроэлектродвигатель,
установленный в системе автоматики, обычно считается элементом.
В теории надежности все изделия делятся на два класса:
а) восстанавливаемые (многократного действия);
б) невосстанавливаемые (одноразового действия).
Восстанавливаемыми называются такие изделия, которые в слу-
чае отказа могут быть отремонтированы (восстановлены). Невос-
станавливаемыми называются изделия, которые в случае отказа не
могут быть восстановлены или не подлежат восстановлению.
II группа. Состояния и события
Сюда входят понятия: исправность, неисправность, работоспо-
собность, отказ и др.
Исправностью называется состояние изделия, при кото-
ром оно в данный момент времени соответствует всем требова-
ниям как в отношении основных параметров, характеризующих
нормальное выполнение заданных функций, так и в отношении вто-
ростепенных параметров, характеризующих удобства эксплуатации,
внешний вид и т. п.
Неисправность — состояние изделия, при котором оно
в данный момент времени не соответствует хотя бы одному из
требований как в отношении основных параметров, характеризую-
щих нормальное выполнение заданных функций, так и в отношении
250
Второстепенных параметров, характеризующих удобства эксплуа-
тации, внешний вид и т. п.
Работоспособностью называется состояние изделия,
при котором оно в данный момент времени соответствует всем тре-
бованиям в отношении основных параметров, характеризующих нор-
мальное выполнение заданных функций.
Отказом называется событие, заключающееся в частичной
или полной утрате изделием его работоспособности.
Ill группа. Свойства
К основным свойствам относятся: безотказность, долговечность,
ремонтопригодность, надежность.
Безотказностью называется свойство изделия непре-
рывно сохранять работоспособность в течение некоторого интерва-
ла времени.
Долговечностью называется свойство изделия сохранять
работоспособность до разрушения или другого предельного состоя-
ния.
Ремонтопригодностью называется свойство изделия,
выражающееся в его приспособленности к проведению операций
технического обслуживания и ремонта.
Надежностью называется свойство изделия, обусловлен-
ное безотказностью, долговечностью и ремонтопригодностью самого
изделия и его частей и обеспечивающее сохранение эксплуатацион-
ных показателей изделия в заданных пределах.
IV группа. Количественные показатели
Основными количественными показателями надежности являют-
ся вероятность безотказной работы Р(/), интенсивность отказов
Х(0» частота отказов а(/), среднее время безотказной работы Т,
наработка иа отказ /ср, коэффициент готовности Кг, коэффициент
профилактики /(пр, коэффициент отказов элементов Ко.
Для каждого класса изделий характерны свои количественные
показатели.
Т а б л и ц а 10-1
Количе- Невосстанавливаемые изделия Восстанавливаемые изделия
Рабочее состояние Хранение Рабочее состояние Хранение
ственные показатели Внезапные Постепен- Постепен- Внезапные Постепен- Постепен-
отказы ные отказы ные отказы отказы ные отказы иые отказы
Р(0 4- 4-
МО + 4- 4-*
Т + 4- 4** —•
Zcp — — 4- 4- 4- 4-
а(0 + 4- — 4-* в*
Кг — — 4- 4- 4- 4-
*лр —- 4- 4- 4- 4-
4- 4- 4- 4- 4- 4-
* Могут применяться только в случае распределения времени возникновения
отказов по экспоненциальному закону.
251
В табл. 10-1 приведены количественные йбкйзйтёЛи надежности
в зависимости от класса изделий, состояния эксплуатации и харак-
тера отказов.
Вероятностью безотказной работы называется
вероятность того, что при определенных условиях эксплуатации
в пределах заданного времени отказ изделия не возникает. Веро-
ятность безотказной работы характеризуется следующими свойст-
вами:
1) является убывающей функцией времени;
2)
3) Р(0) = 1, Р(оо)=0.
На практике вероятность безотказной работы
статистически по формуле
определяется
(10-1)
отказа Q(/).
где Nq — число изделий в начале испытаний;
n(f)—число отказавших изделий за время t.
Удобной характеристикой является вероятность
Вероятность безотказной работы и вероятность отказа связаны
зависимостью
Q(/) = l—Р(0- (Ю-2)
Для основных законов распределения времени между отказами
вероятность безотказной работы выражается следующими форму-
лами:
1) экспоненциальный закон
Р (t) = e~w, (10-3)
где К — интенсивность отказов;
2) нормальный закон
= (10'4)
где Ф (х) — интеграл вероятностей вида
х
Ф (х) = —L f cT^dt;
J
о
Ti — среднее значение времени между отказами;
о—среднеквадратичное отклонение времени между отказами;
3) закон Вейбулла
P(t)==e-Uk) (Ю-5)
где Хо — параметр распределения, определяющий масштаб;
/г —параметр, определяющий эксцесс и асимметрию.
Эксцесс определяет островершинность кривой, асимметрия —
взаимное положение ветвей кривой.
Интенсивностью отказов называется вероятность от-
каза невосстанавливаемого изделия в единицу времени после дан-
ного момента времени при условии, что до этого момента отказ ие
252
йоййик. Интенсивность отказов определяется статистически по фор-
муле
л (Л
= (10-6)
где Vftp — среднее число исправно работающих изделий в интер-
вале At
АГг + ЛГг+i .
Аг ср = 2 *
Nt — число исправно работающих изделий в начале интервала
At
At+i — число исправно работающих изделий в конце интервала At
Интенсивность отказов для законов распределения выражается
формулами:
1) экспоненциальный закон
МО ““f"” const, (10-7)
где Т — среднее время безотказной работы;
2) нормальный закон
______(i-TtF
У±е 201
X (Г) = _/ ”. —; (10-8)
3) закон Вейбулла
(10-9)
‘Частотой отказов называется отношение числа отказав-
ших изделий в единицу времени к числу изделий, первоначально
установленных иа испытании, при условии, что отказавшие изделия
не восстанавливаются и ие заменяются исправными.
В соответствии с определением
Частота отказов является плотностью распределения времени
работы изделия до его отказа и выражена формулами:
1) экспоненциальный закон
а(0«)Ги; (10-11)
2) нормальный закон
(10-12)
3) закон Вейбулла
a (f) = Х0Ш •
(10-13)
253
ёреднйм &{)е1йёнем безотказной работы на-
зывается математически ожидаемое время безотказной работы.
Статистически время безотказной работы определяется по фор-
муле
Sи
р _ 1^1
(10-14)
где /г— время безотказной работы /-го образца.
Для основных законов распределения среднее время безотказ-
ной работы выражается
1) экспоненциальный
формулами:
закон
р _ J—
МО
(10-15)
2) нормальный закон
о
л
- П
(10-16)
3) закон Вейбулла
— е
я
Тт.
\ «У2
(10-17)
где Г l')—гамма-функция, "определяемая по таблицам [Л. 10-3
Xя /и 10-6].
Наработкой на отказ называется среднее значение
времени наработки восстанавливаемого изделия между каждыми
двумя последовательно возникшими отказами.
Наработка иа отказ определяется из статистических данных об
отказах по формуле
п
v ti
tp=J=L_. (10-18)
п
Коэффициентом готовности изделия называется от-
ношение времени безотказной работы к сумме времен безотказной
работы и восстановления изделия, взятых за один и тот же кален-
дарный срок.
Согласно данному определению
о»-1’)
254
где /р — время безотказной работы изделия;
?в —- время восстановления изделия, т. е. время, затраченное на
профилактику и ремонт.
Коэффициентом профилактики называется отноше-
ние времени восстановления к времени безотказной работы, взятых
за одни и тот же календарный срок.
Коэффициент профилактики определяется по формуле
Кпр = -К (10-20)
Коэффициентом отказов элементов называется
отношение числа отказов изделия из-за отказов элементов данного
типа к общему числу отказов изделия, взятых за определенный ка-
лендарный срок.
Коэффициент отказов элементов определяется по формуле
(10-21)
где п» — число отказов изделия из-за элементов i-ro типа за опре-
деленный календарный срок;
п — общее число отказов изделия за тот же календарный срок.
10-Х КОЛИЧЕСТВЕННЫЕ ПОКАЗАТЕЛИ НАДЕЖНОСТИ
МИКРОДВИГАТЕЛЕЙ
В настоящее время не имеется полных данных об отказах всех
типов микроэлектродвигателей, поэтому приведены количественные
показатели лишь некоторых из них. Установлено, что отказы мик-
роэлекгродвигателей распределены по закону Вейбулла с тремя
явно выраженными участками: участок приработки (параметр за-
кона Вейбулла А<1), участок нормальной работы (&=1, Х=%о»
т. е. имеет место экспоненциальный закон) и участок износа (£>1).
Таблица 10-2
Тип электродвигателя X, I0-*
ДПМ-20-НЗ-01 ДПМ-2О-Н1-01, ДПМ-20-Н1-02 ДПМ-20-Н1-17 ДПМ-25-НЗТ-01, ДПМ-25-НЗ-02, ДПМ-25-НЗ-04, ДПМ-25-НЗ 02Г, ДПМ-25-НЗТ-016, ДПМ-25-НЗ-02А, ДПМ-25-НЗ 02В ДПМ-25-HiT-Ol, ДПМ-25-Н1-02А ДПМ-25-Н1-01 ДПМ-25-НЗ-01, ДПМ-25-НЗ-01А, ДПМ-25-НЗ-ОЗ, ДПМ-25-НЗ-16, ДПМ-25-НЗ-ОЗА ДПМ-25-Н1-05, ДПМ-25Н1 02, ДПМ-25-Н1-07, ДПМ-25-Н1-ЮА ДПМ-30-НЗ-02, ДПМ-ЗОНЗ-О1, ДПМ-ЗО-НЗ-О1А ЛПМ-30-Н1-01 ДПМ-35-Н1-О1 ДС-1 ДСД-2, ДСД-60 ДПР с регулятором скорости АПН-012/2 АПН-11/2 ШД-1 щд-зоодо 2,0 1,3 1,4 7,0 6,0 3,8 1,6 2,0 2,0 2,8 8,0 0,15 200 0,24 0,2 0,4 1.0 0,75
?55
На ряс. 10-1—10-4 приведены зависимости количественных показа-
телей надежности от времени синхронных реактивно-гистерезисиых
двигателей типов ДСД и ДС-1 и мнкроэлектродвигателей постоян-
сивиости отказов электродви- сти отказов электродвигателей
гателей ДСД от времени. ДС-1 от времени.
«ого тока серин ДПМ {Л. 10-5» 10-9]. В табл. 10-2 и 10-3 приведены
значения интенсивностей отказов микроэлектродвигателей ДСД»
ДС-1, ДПМ, асинхронных двигателей повышенной надежности
(АПН) и шаговых 'двигателей (ШД).
В табл. 10-3 даны значения интенсивностей отказов основных
узлов мнкроэлектродвигателей.
Рис. 10-3. Зависимость интенсив-
ности отказов электродвигателей
ДПМ-25-НЗ от времени.
Рис. 10-4. Зависимость вероят-
ностей безотказной работы
электродвигателей ДСД от вре-
мени.
Роп — вероятность безотказной ра-
боты. опеделениая по опытным
данным; Рт — вероятность безот-
казной работы, рассчитанная тео-
ретически; Рн — нижняя граница
вероятности безотказной работы;
Рр — верхняя граница вероятности
безотказной работы.
256
Таблица 10-3
Тип микроэлектро- двигаТеля X, КН
Обмотки Подшип- никовый узел Щеточно- коллектор- ный узел Центро- бежный регулятор Редуктор
ДПМ-20-Н1-О1, 0,5 0,4 0,4 —
ДПМ-20-Н1-02
ДПМ-25-НЗТ-01 1,5 1,8 0,3 3,4 ——
ДПМ-25-Н1-01 1,3 2,2 0,3 — 1
ДПМ-25-НЗ-01 0,4 0,2 * 0,3 0,7
ДПМ-30-Н1-01 1.4 1,2 0,2 —
ДСД-2 и ДСД-60 59 — — 141
ДС-1 0,05 0,02 —» 0,08
АПН-012/2 0,16 0,04 —•
АПН-11/2 0,31 0,09 —
ШД-1 0,6 0,4 —
ШД-300/300 0,6 0,15 — — —
10-3. ПРИЧИНЫ И ХАРАКТЕР ОТКАЗОВ
Отказы мнкроэлектродвигателей -в основном возникают в на-
чальный период работы, который является приработкой. Для боль-
шинства мнкроэлектродвигателей период приработки составляет
10—20 ч. Приработочные отказы обусловлены ошибками в произ-
водстве или несовершенством принятых технологических процессов.
Приработка позволяет вести отбраковку двигателей и повышает на-
дежность партии двигателей в период нормальной эксплуатации.
Кроме того, после изготовления электродвигатель проходит ряд
операций, существенно влияющих на надежность, а именно: упа-
ковку, транспортировку, хранение у заказчика, техническую про-
верку перед установкой в изделие. Опыт показывает, что за этот
период возникают отказы и неисправности. По актам рекламаций
электродвигателей ДСД установлено, что вероятность того, что
электродвигатель к началу эксплуатации не будет иметь отказов и
неисправностей, составляет 0,96.
Ниже рассматриваются причины и характер отказов и неис-
правностей электродвигателей ДСД по результатам технических
проверок. Из отказов наиболее частыми являются отказы редук-
тора и обмоток. Процент отказов по основным узлам электродви-
гателей к общему числу отказов следующий:
Отказы редуктора.................. 50,2
Отказы обмотки.................... 26,8
Отказы ротора »................... 15,2
Прочие отказы........................ 7,8
Отказы основных узлов характеризуются следующими цифрами
(в процентах):
Редуктор
Заедание редуктора............................................39,4
Заклинивание редуктора ...................................... 30,8
Проворачивание зубчатых колес иа осях....................... 13.7
Погнута ось выходного вала....................................12.8
Прочие отказы...................................................3,3
Обмотка
Обрыв выводных концов..............42,6
Пробой изоляции обмотки (заниженное сопротивление изоляции). . . 38,3
Межвитковое замыкание..............13,2
Прочие отказы, . . , . , , 6,0
17—1467 257
Ротор
Спад роторных пластин....................47,3
Цепляние ротора. . » ....................34,9
Заедание ротора..........................17,8
Таким образом, еще до начала эксплуатации возникает ряд от-
казов, которые обусловлены следующими причинами,: недоброка-
чественная сборка, недостаточно высокий технический контроль по-
рле изготовления, недоброкачественная упаковка, небрежность при
транспортировке.
Кроме отказов на рассмотренном этапе возникают неисправно-
сти, которые в дальнейшем могут привести к отказам .
Наиболее распространенные неисправности, обнаруженные при
внешнем осмотре (в процентах), характеризуются следующими циф-
рами:
Коррозия на осях и кожухах редуктора................. 56,5
Сколы и трещины катушки................................21,2
Попадание припоя в кожух при запайке...................18,5
Прочие неисправности....................................3,8
В период нормальной эксплуатации отказы являются случай-
ными и вызваны в основном влиянием климатических и механиче-
ских факторов на работу электродвигателя.
По результатам исследований и обработки статистических дан-
ных об отказах микроэлектродвигателей ДПМ, ДС-1, ДСД, АПН,
ШД процент отказов в зависимости от воздействия эксплуатацион-
ных факторов распределяется так, как это следует из табл. J0-4.
Таблица 10*4
Воздействующий фактор Процент отказов
ДПМ ДС-1 АПН ШД
Повышенная влажность 28.7 50,6 42,5 31,7
Пониженная температура 27,9 42,3 18,0 34,2
Повышенная температура 12,3 7,1 14,4 34,1
Вибрации и удары 21,8 25,1
Пониженное давление .... * . . . 19,3 — —
Значительная часть отказов, возникающих при воздействии ме-
ханических и климатических факторов, обусловлена скрытыми де-
фектами. Поэтому желательно в период приработки включить испы-
тания при повышенной влажности, повышенной и пониженной
температурах и вибрации.
Наиболее характерными отказами по основным узлам микро-
электродвигателей являются следующие:
Обмотка
межвитковое замыкание или замыкание на корпус,
снижение сопротивления изоляции,
обрыв выводных концов.
Подшипниковый узел
заклинивание подшипника
разрушение сепаратора.
Щеточно-коллекторный узел
повреждение щеткодержателя,
цепляние коллектора за щеткц.
?513
Редуктор
ЙКлинивание редуктора,
заедание редуктора.
Центробежный регулятор
электроэрозия койтактов,
засорение пылью контактов.
Анализ причин отказов в период нормальной эксплуатации по-
казывает, что 89% отказов возникает вследствие скрытых дефектов
и лишь 11 % — вследствие неправильного применения или экс 1луа-
тации, ошибок обслуживающего персонала и т. д.
10-4. РАСЧЕТ ОЖИДАЕМОЙ НАДЕЖНОСТИ
В отечественной и зарубежной литературе в настоящее время
не приводятся методы теоретического расчета надежности отдельно
взятой электрической машины.
Предлагаемая методика расчета является ориентировочной, так
как не учитывает ряда факторов и дает несколько завышенное
значение вероятности безотказной работы, однако она может быть
полезна для сравнения надежности различных типов микроэлектро-
двигателей.
При теоретическом расчете принят ряд допущений:
il) учитывается влияние на надежность только основных эле-
ментов и узлов;
2) время приработки не учитывается;
3) отказы элементов машины являются событиями независимы-
ми (независимыми называются события, если появление одного из
них ие зависит от появления другого);
4) для внезапных отказов принято экспоненциальное распреде-
ление, для постепенных (износовых) отказов — нормальный закон,
для отказов подшипников качения — закон Вейбулла.
Тогда вероятность безотказной работы микроэлектродвигателя
определяется следующей формулой:
Р(/)=РрРпРоРщ,
где Рр— вероятность безотказной работы редуктора;
Рп— вероятность безотказной работы подшипника;
PQ — вероятность безотказной работы обмотки;
Рщ — вероятность безотказной работы щеточного узла.
При работе редуктора могут возникать два типа от-
казов: внезапные, вызванные случайными причинами, и постепен-
ные, вызванные износом или выкрашиванием зубьев, тогда веро-
ятность безотказной работы редуктора будет равна:
m
Рр = П PwiPiod, (10-22)
где П — означает произведение, m — число зубчатых колес редук-
тора.
Внезапные отказы распределены по экспоненциальному закону
Р^ = е~^- (10-23)
17* 259
Постепенные отказы распределены по нормальному закону
= 4- - ф - (10-24>
А ( t-Tni \
где Ф 1----j----j —интеграл вероятностен;
Ты — расчетная долговечность зубчатого колеса
редуктора;
о— среднее квадратичное отклонение времени
безотказной работы зубчатого колеса [Л.
10-3 и 10-6]; <г берется до 30% от t в за-
висимости от качества материала.
^• = 60^; (10-25)
Nni — число циклов нагружения i-ro зубчатого колеса;
п0:—число оборотов в минуту i-ro зубчатого колеса.
Число циклов нагружения определяется по известным формулам
расчетов на прочность.
Вероятность безотказной работы подшипни-
ков находится по формуле
т
Ра = П PDi. (10-26)
Z-1
где Рп< — вероятность безотказной работы f-го подшипника;
т — число подшипников.
Отказы подшипников качения распределяются по закону Вей-
булла
— ( * У’17
= e k84AJ t (10-27)
где t — время непрерывной работы подшипника (срок службы мик-
роэлектродвнгателя);
ht — расчетная долговечность подшипника, ч.
1 ( Ci\№
hi=^[or) ’
(10-28)
где rtoi — скорость вращения, об/мин\
Сг — коэффициент работоспособности;
Qt — приведенная нагрузка на подшипник, кГ;
Qt = (/?t + mAt) КдКтКк; (10-29)
Rt — радиальная нагрузка на подшипник, кГ;
Ai — осевая нагрузка на подшипник, кГ;
т — коэффициент приведения осевой нагрузки к радиальной;
Кд — динамический коэффициент;
Кт — температурный коэффициент;
Кк — коэффициент вращения кольца.
Коэффициенты т, Кд, Кт, Кк, С* берутся из справочников по
подшипникам качения [Л. 10-10].
260
ИаДеЖйобтЬ обМ01ой Зайисйт 61 рйда йричйи: йачёсФвй
Междуслойной изоляции, количества точечных повреждений изоля-
ции провода, заливки или пропитки, температуры, влажности и т. д.
Влияний Многих из этнх факторов иа работу обмоток еще недоста-
точно изучено, поэтому в расчете рассматриваются лишь некоторые
йз иих.
При работе обмоток могут возникать следующие отказы’
1) отказ типа «короткое замыкание» (между вятками, слоями
йли на корпус);
2) отказ типа «обрыв»;
3) отказ в местах паек.
Тогда вероятность безотказной работы обмотки определится по
формуле
Р„ = р„'3 роб Pw = e~(Х« з+>об+Чк)^ (10-30)
где Рк з — вероятность безотказной работы до «короткого за-
мыкания»;
Роб — вероятность безотказной работы до «обрыва»;
Рпн — вероятность безотказной работы до обрыва мест
паек;
з, Хоб, Хпк — интенсивности отказов.
Интенсивность отказов при «коротком замыкании» находится
по формулам:
а) для обмоток постоянного тока
Ъ (вх — ви ) + aRg
Ан.З = АвЙ
q Риз Q
(10-31)
б) для обмоток переменного тока или при заземлении положитель-
ного полюса источника постоянного тока
а (0Х - ®н ) +
А-к.3 — лов
(10-32)
В приведенных формулах:
л© — иитеисивность отказов при нормальных условиях эксплуа-
тации, берется из [Л. 10-2];
а—коэффициент, определенный из таблицы (Л. 10-2];
— рабочая температура обмотки;
— нормально допустимая температура нагрева изоляции при
заданном сроке службы /, находится из табл. 10-5;
/?б — тепловое сопротивление для рассеяния тепла в окружаю-
щую среду [формула (10-33)};
— мощность нагрузки вт;
k = 3,3 • 10”8 — безразмерный коэффициент;
q — сечение провода, мм2;
U — напряжение иа обмотке, в;
Рпз — сопротивление изоляции, Мом;
Р — 2,5* 10“2, если z выражено в процентах;
—z0 — изменение относительной влажности.
Тепловое сопротивление Р§ находится по формуле
*9 = да-’ (1°'33)
где pt—коэффициент теплоотдачи;
— охлаждающие поверхности отдельных частей обмотки.
261
f а (э л в ц a 10-S
Ёид изоляции а, рад~1 Значение ©и, ®С
100 ч 1 00Э ч 10 000 ч 100 000 ч
Класс А 0,06—0,09 185 160 125 105
Класс В 0. (Я—9,075 225 190 155 130
Класс Н 0,05—0,055 310 265 230 180
Эмпирически установлено, что вероятность отказа обмоток из-за
«обрыва» примерно в 3 раза меньше, чем при «коротком замыка-
нии», поэтому ориентировочно можно принять
Аоб = “з - (10-34)
Интенсивность отказов мест паек определится по формуле
= (10-35)
где Хо — табличная интенсивность отказов пайки [Л. 10-2];
т — число паек.
При эксплуатации электрических машин в щеточном узле могут
возникать два вида отказов:
а) внезапный (отказ щеткодержателя);
б) постепенный (изиос щеток).
В настоящее время не установлены аналитические зависимости
для вероятности безотказной работы щеток электрических машин;
данные об отказах щеточных узлов и причинах, вызвавших эти от-
казы, в литературе отсутствуют.
Поэтому приведенный в указанном разделе расчет надежности
щеточных узлов является приближенным н требует дальнейшего
уточнения.
Вероятность безотказной работы щеточного узла определяется
по формуле
Р Щ~Р ЩД-Р щк, (10-36)
где Рщд — вероятность безотказной работы щеткодержателя;
Рщк — вероятность безотказной работы щеток.
В процессе работы щеткодержатель не подвержен износу, ста-
рением пружин можно пренебречь, тогда отказы щеткодержателя
будут возникать внезапно и распределяются по экспоненциальному
закону
т
Лцд = n*“W > (10-37)
(=1
где т— количество щеткодержателей;
ХщД — интенсивность отказа щеткодержателя,
Хщд=ХОщдКд; (10’38)
Хощд — иитенсивиость отказа щеткодержателя, выбирается из
таблиц [Л. 10-2];
Кд — приближенный коэффициент, учитывающий вибрации
электрической машины.
262
Износ угольной щетки является функцией ряда факторов,
а именно: плотности тока, скорости скольжения щетки, контактного
давления, влажности и т. д.
Отказы, вызванные износом щеток, имеют постепенный харак-
тер и распределяются по нормальному закону
т
ПГ 1 /Vi—
-у —ф Г - J , (10-39)
i~ 1
где т — число щеток;
У 01 — v \
Ф( —-— 1 —интеграл вероятностей, находится по таблицам
[Л. 10-3 и 10-6];
и— максимальная допустимая скорость износа щетки элек-
трической машины;
vi—среднее значение скорости износа щетки;
о — среднее квадратичное отклонение скорости износа ще-
ток (%), берется до 30% от v в зависимости от тина
щеток.
В табл. 10-6 приведены теоретические и опытные значения ве-
роятностей безотказной работы некоторых типов тихоходных микро-
электродвигателей.
Таблица 10-6
Тип мнкроэлек- тродвигателя ч Рт Оп
ДСР-2 10 000 0.992
ДСР-60 10 000 0,993
ДСД-2 3 009 0,585 0,590
ДСД-60 3 000 0,610 0,600
ДС-1 3 000 0,940 0,901
Для проверки достоверности методики расчета ожидаемой на-
дежности на вероятностной бумаге Вейбулла построены графики
теоретического и опытного значений вероятностей безотказной ра-
боты электродвигателей ДСД (рнс. 10-4). Определены и построены
верхняя и нижняя границы вероятностей безотказной работы при
достоверности <а—0,99.
Из рис. 10-4 видно, что график теоретического расчета по форме
аналогичен графику опытных данных и имеет значения параметров
закона Вейбулла, близкие к верхней границе вероятности безотказ-
ной работы.
ЛИТЕРАТУРА
1-1. Чечет Ю. С., Электрические микромашины автоматиче-
ских устройств, изд-во «Энергия», 1964.
1-2. Юферов Ф. М., Электрические двигатели автоматиче-
ских устройств, Го-сэнергоиздат, 1959.
1-3. Петров Г. Н., Электрические машины, ч. II, Госэнерго-
нздат, 1947.
1-4. Балагуров В. А., Г а л т е е в Ф Ф., Л а р и о н о в А. Н.,
Электрические машины с постоянными магнитами, изд-во «Энергия»,
1964.
1-5. Электрические машины малой мощности, под ред.
Д. А. Завалишина, Госэнергоиздат, 1963.
2-1. На го рек ий В. Д., Управление двигателями постоянного
тока с помощью импульсов повышенной частоты, Известия АН
СССР, ОТН, «Автоматика и энергетика», 1960, № 2.
2-2. Цыпкин Я. 3., Теория линейных импульсных систем,
Физматгиз, 1963.
2-3. Емельяненко В. Г., К теории частотного датчика,
выполненного из ферромагнитного материала с прямоугольной пет-
лей гистерезиса, Известия вузов, «Электро-механика», 1962, № 5.
2-4. Емельяненко В. Г., К теории частотного датчика,
выполненного иа базе кремниевых стабилитронов, Известия вузов,
«Электромеханика», 1964, № 2.
2-5. Капланов М. Р., Левин В. А., Автоматическая на-
стройка частоты, Госэиергонздат, 1962.
2-6. Бунаков В. П., Гаспаров Р. Г., Полупроводниковые
регуляторы напряжения н частоты электрических машин, изд-во
«Энергия», 1966.
2-7. Бертииов А. И., М и з ю р и и С. Р., Система точной
стабилизации скорости вращения двигателя постоянного тока, На-
учно-технические проблемы автоматизированного электропривода*
Изд-во АН СССР, 1957.
2-8. Ш ахгнльдян В. В., Ляховкин А. А., Фазовая авто-
подстройка частоты, Связьиздат, 1966.
2-9. Глазенко Т. А., Импульсные полупроводниковые усили-
тели в электроприводах, нзд-во «Энергия», 1965.
2-10. Липман Р. А., Полупроводниковые реле, Госэнергоиздат,
1963.
2-11 Лодочников Э. А., Б у л и н - С о к о л о в И. В., Мо-
зол яко Л. А., Ш ем инов В. Г., Микроэлектродвигатели постоян-
ного тока со статическими регуляторами скорости, «Электротехни-
ка», 1965, №11.
2-12. Аветисян Д. А., Мизюрин С. Р., Выбор параметров
точных регуляторов скорости вращения двигателей постоянного тока,
«Электротехника», 1965, № 7-
264
3-1. Цоканов В. В., Коссов О. А., Бесконтактный электро-
двигатель постоянного тока, «Электричество», 1963» № 1.
3-2. Лодочников Э. А.» Ш ем ин о в В. Г.» Пархомен-
ко Г. А., Ш а л а г и н В. М и др., Серия микроэлектроттриводов ти-
па МБ, «Электротехника», 1966, № 2.
3-3. Вевюрко И. А., Разумовский Ю. А., Сел ив а-
х и н А. И., Двигатель постоянного тока без скользящих Контактов,
Вестиик электропромышленности, 1962, № 3.
3-4. Овчинников И. Е., Лебедев Н. И., Бесконтактные
двнгаАли постоянного тока автоматических устройств, изд-во «Нау-
ка», 1966.
4-1. Кост ей ко М. П., Пиотровский Л. М.» Электриче-
ские машины, ч. И, изд-во «Энергия», 1965.
4-2. Адаменко А. И., Однофазные конденсаторные двигате-
ли, Изд-во АН УССР, 1960.
4-3. Адаменко А. И., Несимметричные асинхронные маши-
ны, Изд-во АН УССР, 1962.
4-4. Чечет Ю. С., Универсальный асинхронный микродвига-
тель, «Электричество», 1950, № 10.
4-5. Постников И. М., Адаменко А. И., О параметрах
схем замещения и «точной» круговой диаграмме асинхронной ма^
шииы, «Электричество», 1955, № 12.
4-6. Столов Л. И., Зависимость тока асинхронного двигателя
малой мощности от скольжения, «Электричество», 1959, № L
4-7. Чечет Ю. С., Расчет вспомогательной обмотки одиофаз*
ных асинхронных Микродвигателей, «Электричество», 1949, № 2.
4-8. Вертинов А. И., Электрические машины авиационной
автоматики, Оборонгиз, 1961.
4-9. Адаменко А. И., Кисленко В. И., Лимарен-
ко И. Г., Ш у р у б В. А., Однофазные двигатели с последователь-
но-параллельным соединением трехфазиых обмоток, сб. «Исследова-
ние электро-магнитных процессов электромеханических систем»,
Киев, иэд-во «Наукова думка», 1965.
4-10. Адаменко А. И., Кисленко В. И., Однофазные дви-
гатели с соединением трехфазиых обмоток в несимметричную звез-
ду, сб. «Параметры электрических машин переменного тока», Киев,
изд-во «Наукова думка», 1968.
4-11. Адаменко А. И., Способ включения трехфазиого двига-
теля в однофазную сеть, Авторское свидетельство № 128074.
4-12. Т о р о ш и н П. А., Металлобумажиые конденсаторы, изд-во
«Энергия», 1965.
4-13. См. [Л. 1-2].
4-14. Каасик 11. Ю., Несговорова Е. Д., Управляемые
асинхронные двигателя, изд-во «Энергия», 1965.
4-15. Л о до ч и и к о в Э. А., Фархуллин Н. Н., Василь-
ченко И. И., Л е т у и о в ск а я А. В., Вегера В. А., Новая серия
асинхронных микродвигателей промышленной частоты, «Электротех-
ника», 1963, № 12.
5-1. Сор ок ер Т. Г., Магнитоэлектрические машины перемен-
ного тока, диссертация, МЭИ, 1946.
5-2. Лютер Р. А., Моменты вращения синхронной машины
в асинхронном режиме, Вестиик электропромышленности, 1948, № 10.
5-3. Уриновский Д. С. Синхронный двигатель с постоян-
ными магнитами, диссертация, НИИЭП, 1950.
26S
5-4. Л а н ге н А. М., Определение ^аксйМйлЬйо Дойус^йМбГб
момента ‘входа в синхронизм синхронного реактивного двигателя,
Вестник электропромышленности, 1956, № 12.
5-5. См. [Л. 4-8].
5-6. Горжевский И. И., Гистерезисные электродвигатели,
ЦИНТИ Электропром, 1959.
5-7. См. [Л. 4-3].
5-8. Мастяев Н. 3., Орлов И. Н., Гистерезисные электро-
двигатели, изд. МЭИ, ч. I н II, 1963.
5-9. См. [Л. 1-5].
5-10. Ом. [Л. 1-4].
5-11/Ю феров Ф. М., Колесников В. П., Пуск однофаз-
ного конденсаторного синхронного двигателя с постоянными магни-
тами, «Электротехника», 1965, № 11.
5-12. Колесников В. П., Ю феров Ф. М., Расчетов пара-
метров и рабочих характеристик синхронного микродвигателя с ак-
сиально расположенными постоянными магнитами, «Автоматика и
телемеханика», 1965, № 11.
5-13. Ю ф е р о в Ф. М., Колесников В. П., Титунин А. Я-»
Осин И. Л., Синхронные микродвигатели с постоянными магнита-
ми, Доклады научно-технической конференции по итогам НИР МЭИ
за 1964—1965 гг., подсекция электрических машин, изд. МЭИ, 1965.
5-14. Ю ф е р о в Ф. М., Колесников В. П., Сравнение
свойств синхронных микродвигателей различных типов, сб. «Авто-
матизированный электропривод», т. 3, Труды IV Всесоюзной кон-
ференции по автоматизированному электроприводу, изд-во «Энер-
гия», 1966.
5-15. Ю феров Ф. М.» Колесников В. П., О выборе сте-
пени возбужденности и параметров синхронного двигателя с по-
стоянными магнитами, Известия вузов, «Электромеханика», 1966, №7.
5-16. Колесников В. П., 10феров Ф. М., Рабочие харак-
теристики и* диаграммы токов однофазных синхронных конденса-
торных двигателей с возбужденными полюсами, «Электричество»,
1966, № 9.
5-17\ Колесников В. П., Некоторые вопросы теории, расчета
и проектирования синхронных микродвигателей с постоянными маг-
нитами, диссертация, МЭИ, 1966.
5-18. Юф ер о в Ф. М., Колесников В. П., Осин И. Л.,
Условия получения кругового вращающегося поля в. синхронном
однофазном конденсаторном двигателе с постоянными магнитами,
доклады научно-технической конференции по итогам НИР за 1966—
1967 гг., подсекция электрических машин, изд. МЭИ, 1967.
6-19. Merrill F. W., Permanent-magnet synchronous motors,
Trans. AIEE, pt III, 1955, № 2.
5-20. Merrill F. W., The permanent-field synchronous motors,
Electro-Technology, vol. 68, 1961, № 6.
6-1. Куракии А. С., Ю феров Ф. M., О принципе действия
редукторных двигателей, Известия вузов, «Электромеханика», 1964,
6-2. Левин Н. Н., Штурман Г. И., Асинхронный двигатель
индукторного типа, сб. «Бесконтактные электрические машины»
ЦИНТИЭлектропром, 1962.
6-3. В о л ь д е к А. И., Магнитное поле в воздушном зазоре
асиихроиных машин, Труды ЛПИ, № 3, Госэнергоиздат, 1953.
266
64. Куракин А. С., Поле в зазоре редукторного двигателяг
Известия вузов, «Электромеханика», 1963, № 2.
6-5. Анаров Б. П., Влияние зубцовых полей на форму кри-
вой крутящего момента в асинхронных двигателях, Известия ГЭЭИ,.
вып. 1, 1924.
6-6. Апсит В. В., Классификация электрических машин с кос-
теобразными элементами магнитной цепи, Бесконтактные электриче-
ские машины, Труды II Всесоюзной конференции по бесконтактным'
электрическим машинам, ч. III, Рига, 1963.
6-7. Куракин А. С., Кафтана тий В Т., Перспективы<
применения синхронных микродвигателей, работающих иа зубцовых^
гармониках поля, Труды III Всесоюзной конференции по бескон-
тактным электрическим машинам, Рига, 1966.
6-8. Snowdon С., New developments in construction and de-
sign of miniature electrical motors, Instrument Practice, 1956, № 6/
j 6-9. Куракин А. С., Соотношение моментов вращения в син-
хронных редукторных двигателях, Известия вузов, «Электромеханик
ка», 1968, № 2.
6-10. Куракин А. С., Магнитная проводимость зубчатого воз-
душного зазора, электродинамические силы, потери и параметры
электрических машин, Республиканский межведомственный сборник,
Киев, Изд-во АН УССР, 1966.
7-1. Ратмиров В. А., И в о б о т е н к о Б. А., Шаговые дви-
гатели для систем автоматического управления, Госэиергоаздат, 1962.
7-2. Ратмиров В. А., Ивоботенко Б. А., Садов-
ский Л. А., Цаценкин В. К-, Электроприводы с полупроводни-
ковым управлением, Системы с шаговыми электродвигателями,
нзд-во «Энергия», 1964.
7-3. Ив о б о т е н к о Б. А., Садовский Л. А., Чили-
кин М. Г., Обобщенные динамические и нагрузочные характеристи-
ки индукторных шаговых двигателей, изд. спец. отд. ВНИИЭМ, 1965.
7-4. Рубцов В. П., Садовский Л. А., Филатов А. С.,
Электроприводы с полупроводниковым управлением, Системы с си-
ловыми шаговыми двигателями для металлургической промышлен-
ности, нзд-во «Энергия», 1967.
7-5. Ч и л и к и н М. Г., Ивоботенко Б. А., Ратми-
ров В. А., Шаговые электродвигатели и устройства управления,
Информстандартэлектро, 1967.
8-1. Анненков В. Б., Куракин А. С., Лодочни-
ков Э. А., Экспериментальное исследование равномерности враще-
ния микродвигателей, Известия вузов, «Электромеханика», 1967, № 2.
8-2. К у х а р е в М. В., Разработка и исследование частотно-
оптического метода и приборов для измерения ошибки положения
выходной оси динамических систем, диссертация, ЛИТМО, Ленин-
град, 1962.
8-3. Куракин А. С., Анненков В. Б., Равномерность вра-
щения синхронных микродвигателей, «Электротехника», 1967, № 2.
8-4. Анненков В. Б., Куракин А. С., Лодочни-
ков Э. А., Стабильность вращения синхронных микродвигателей
с постоянными магнитами, Труды III Всесоюзной конференции по
бесконтактным электрическим машинам, ч. III, Рига, изд-во «Зинат-
ие», 1967.
8-5. Ю ф е р о в Ф. М., Куракин А. С., Анненков В. Б.,
О равномерности вращения электродвигателей, Республиканский
267
межведомственный сборник «Электродинамические силы» потери и
параметры электрических машин», Киев» изд-во «Наукова думка»»
1966.
8-6. К у р а к и и А. С., Редукторные электродвигатели на зуб-
цовых тармониках поля, диссертация, МЭИ, 1964.
8-7. Каудерер Г., Нелинейная механика, Изд-во иностр,
лит., 1961.
8-8. Ю ф е р о в Ф. М., Торцевые кольца на зубчатом статоре
электрической машины как метод борьбы с зубцовыми реактивными
моментами, Научные доклады высшей школы, «Электромеханика
и автоматика», 1958, Xs 1.
8-9. К о в а л е в М. П., Моржаков С. П., Терехова К. С.,
Динамическое уравновешивание роторов гироскопических систем,
Оборонтиз, 1961.
8-10. Геллер Б., Га мата В., Дополнительные поля, момен-
ты и потери мощностей в асинхронных машинах, изд-во «Энергия»,
1964.
9-1. Захарян В. М., Некоторые вопросы методики исйыта-
ння малых электродвигателей, Вестник электропромышленности,
1959, № 3.
9-2. Паиасеиков М. А., Электромагнитный тормоз,
«Электричество», 1952, № 7.
9-3. Уголков, «Индукционный тормоз», картотека ТЭКСО
ИТИН, 1951, № 659/51, серия 23.
9-4." Уголков, «Электромагнитный баланс-тормоз», карто-
тека ТЭКСО ИТИН, 1951, № 659/51, серия 23.
9-5. К а гц С. М., Балансирные динамометры для измерения кру-
тящего момента, Госэиергоиздат, 1962.
9-6. Витков М. F., Влияние электрических свойств материа-
ла на процессы импульсного перемагничивания, Известия вузов,
«Электромеханика», 1960.
9-7. Туричии А. М., Электрические измерения неэлектриче-
скнх величий, изд-во «Энергия», 1966.
9-8. Жерве Г. К-, Промышленные испытания электрических
машин, Госэнергонздат, 1959.
9-9. Лавринович Л. Л., Барсуков И. А., Каган С. М.,
Повышение точности измерений некоторых параметров электриче-
ских машин, Вестник электропромышленности, 1964, № 2.
9-10. Цодиков Ю. М., Преобразователь частоты в постоянный
ток, «Автоматика и телемеханика», 1962, № 4.
9-11. А с к о л ь д и и а Л. А., Поле многослойного цилиндриче-
ского соленоида, «Электричество», 1953, № 7.
9-12. Полуавтомат для испытания постоянных магнитов, Экс-
пресс-информация, «Технология приборостроения», 1960, вып. 14,
реф. 123.
10-1. Базовский И., Надежность. Теория и практика, пер.
е аигл., изд-во «Мир», 1965.
10-2. С о т с к о в Б. С., Методические указания и справочные
данные для расчета надежности элементов и устройств, изд. МАИ,
1964.
10-3. По ловко А. М., Основы теории надежности, изд-во
«Наука», 1964.
268
10-4. Лодочников Э. А, Сомов С. С., Некоторые экспе*
рнментальные показатели надежности микроэлектродвигателей по-
стоянного тока, «Электротехническая промышлеиость», 1967, № 281.
10-5. Шор Я. Б., Оценка точности показателей качества и на-
дежности, найденных из опыта, «Стандарты и качество», 1966, № 1.
10-6. Шор Я. Б., Статические методы анализа и контроля ка-
чества и надежности, изд-во «Советское радио», 1962.
10-7. Mis eke С., Graphical method for relating bearing relia-
bility and capacity, Machine Design, 11965, Sept 30, p. 139—140.
10-8. Лодочников Э. А., Сомов С. С., Серов А. Б., В я-
л ы x В. Г., Оценка надежности тихоходных микродвигателей, «Элек-
тротехническая промышленность», 1968, № 305.
10-9. Справочник по подшипникам качения, Машгиз, 1961.
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие ............................................. 3
Введение................................................... 5
Раздел первый. Микродвигатели постоянного тока с воз-
буждением от постоянных магнитов серий ДПМ и ДПР . 7
1-1. Общие сведения . 7
1-2, Основные характеристики микродвигателей серий
ДПМ и ДПР......................................... 8
1-3. Стабилизация скорости вращения микродвигателей
постоянного тока центробежными контактными стаби-
лизаторами .........................................17
1-4. Рекомендации по выбору и применению микродвига-
телей серий ДПМ и ДПР...............................19
1-5, Микродвигатели серии ДШЛ..........................21
1-6. Микродвигатели серии ДПР..........................33
Раздел второй. Микродвигатели постоянного тока с полу-
проводниковыми регуляторами скорости вращения ... 44
2-1. Общие положения...................................44
2-2. Электродвигатель постоянного тока как объект регу-
лирования в системе стабилизации скорости вращении 47
2-3. Измерительный орган ..............................53
2-4. Чувствительные элементы частоты...............54
2-5. Фазочувствительные устройства ...... 66
2-6. Усилители мощности............................64
2-7. Системы стабилизации скорости вращения .... 68
Раздел третий. Бесщеточные микродвигатели постоянно-
го тока................................................79
3-1. Устройство и принцип действия.................79
3-2. Классификация.................................85
3-3. Некоторые вопросы теории......................88
3-4. Датчик положения и коммутатор бесщеточных микро-
двигателей постоянного тока серии МБ ..... 95
3-5. Технические характеристики бесщеточных микродви-
гателей серии МБ....................................97
Раздел четвертый. Асинхронные микродвигатели . . .102
4-1. Общие сведения...............................102
4-2. Основы теории................................102
4-3. Однофазные конденсаторные двигатели . . . . 109
270
44. Асинхронные мшфоДвйГйтелй серии УАД . . . . 115
4-5. Асинхронные микродвигатели серии АПН . . . . 128
4-6. Асинхронные микродвигатели серии ДАМ .... 131
Раздел пятый. Синхронные микродвигатели с.........постоянны-
ми магнитами...................................... 135
5-1. Общие сведения ...................................136
5-2. Пусковой режим....................................137
5-3. Вхождение в синхронизм............................145
5-4. Особенности рабочего режима......................149
5-5. Использование постоянного магнита в синхронном
микродвигателе с радиально расположенными постоян-
ными магнитами.........................................154
5-6. Использование постоянного магнита в синхронном
микродвигателе с аксиально расположенными постоян-
ными магнитами.........................................158
5-7. Однофазные конденсаторные синхронные микродвига-
тели с постоянными магнитами...........................159
5-8. Характеристики и области применения синхронных
микродвигателей с постоянными магнитами . . . 165
Раздел шестой. Тихоходные редукторные электродвига-
тели на зубцовых гармониках поля.......................167
6-1. Общие положения...................................167
6-2. Краткие сведения по теории обмоточных и зубцовых
полей............................................. . 168
6-3. Устройство и принцип действия редукторных электро-
двигателей ................................ . . 174
6-4. Пусковые средства синхронных редукторных двига-
телей .................................................184
6-5. Характеристики редукторных двигателей. Их сравне-
ние .............................................187
6-6. Классификация и технические - данные редукторных
двигателей........................................... 188
Раздел седьмой Шаговые электродвигатели . . . . 195
7-1. Определение, принцип действия.....................195
7-2. Режимы работы.....................................197
7-3. Характеристики и параметры шаговых двигателей . . 200
7-4. Особенности конструкции и основные технические
данные шаговых двигателей серий ШД, ШДА . . . 202
7-5. Испытания шаговых двигателей......................209
Раздел восьмой. Равномерность вращения роторов ми-
кродвигателей переменного тока.........................213
8-1. Понятие о равномерности вращения микродвигателей
и способах ее оценки.................................213
8-2. Причины неравномерного вращения роторов . . . 216
8-3. Пути повышения равномерности вращения . . . 222
8-4. Равномерность вращения двигателей различных типов 226
271
Раздел Девятый. Нестандартное оборудование для Испы-
таний микроэлектродвнгателей ... ... 232
9-1 Введение ...........................................232
9-2. Серия индукционных тормозов-маментомероВ . . * 234
9-3. Серия фрикционных тормозов-момеитомеров . . . 239
9-4 Фототахометр ФТ-1 ... . 242
9 5 Комплексная измерительно-pei улировочная установка
КИРУ-1.......................................... 245
Раздел десятый Вопросы надежности микродвигателей
систем автоматики....................................250
10-1. Общие сведения....................................250
10-2 Количественные показатели надежности микродвига-
телей ............................................255
10-3 Причины и характер отказов...................... 257
10-4. Расчет ожидаемой надежности......................259-
Литература ................................................204