Содержание к диссертации
Введение
1 Статические электромагнитные характеристики электромагнитов 12
1.1 Способы определения статических электромагнитных характеристик электромагнитов 12
1.2 Моделирование обобщенных электромагнитных характеристик симметричных двухкатушечных П-образных электромагнитов 17
1.2. Электромагнитные характеристики электромагнитов с цилиндрическими сердечниками 27
1.2.2 Электромагнитные характеристики электромагнитов с призматическими сердечниками 32
1.3 Выводы по первой главе 36
2. Моделирование тепловых параметров электромагнитов 37
2.1 Обзор методов расчета теплового состояния электромагнитов 37
2.2 Разработка математических моделей тепловых параметров симметричных двухкатушечных П-образных электромагнитов 39
2.3 Тепловые параметры симметричных двухкатушечных П-образных электромагнитов 48
2.3.1 Тепловые параметры электромагнитов с цилиндрическими сердечниками ..48
2.3.2 Тепловые параметры электромагнитов с призматическими сердечниками 49
2.4 Выводы по второй главе 52
3 Схема выпрямления для питания электромагнитов и устройства форсированного управления 53
3.1 Анализ схемы выпрямления для питания двухобмоточного электромагнита со встречно соединенными диодами и обмотками 54
3.2 Разработка и анализ схем форсированного управления электромагнитами 64
3.3 Выводы по третьей главе 80
4 Динамические параметры электромагнитов 81
4.1 Методы расчета динамических характеристик электромагнитов 81
4.2 Моделирование динамических параметров симметричных двухкатушеч-ных П-образных электромагнитов 83
4.3 Выводы по четвертой главе 93
5 Синтез оптимальных конструкций П-образных электромагнитов .94
5.1 Обзор существующих алгоритмов синтеза магнитной системы электромагнитов 94
5.2 Алгоритм синтеза по частным критериям оптимальности электромагнитов, работающих в различных режимах 96
5.3 Оптимизация электромагнитов по интегральному критерию качества 111
5.4 Расчет и синтез подвесных железоотделителей 115
5.5 Выводы по пятой главе 124
Заключение 125
Список использованных источников 127
Приложения 140
- Моделирование обобщенных электромагнитных характеристик симметричных двухкатушечных П-образных электромагнитов
- Разработка математических моделей тепловых параметров симметричных двухкатушечных П-образных электромагнитов
- Разработка и анализ схем форсированного управления электромагнитами
- Моделирование динамических параметров симметричных двухкатушеч-ных П-образных электромагнитов
Введение к работе
Актуальность темы. Симметричные П-образные двухкатушечные электромагниты широко применяются в коммутационных аппаратах, начиная от малогабаритных сигнальных реле и заканчивая мощными форсированными приводами вакуумных контакторов, а также в железоотделителях. Образцы некоторых из них представлены на рис. 1.
Электромагнитный аппарат (ЭМА) - устройство, в котором протекает множество взаимосвязанных процессов (электрических, магнитных, тепловых, механических). Сложность математического описания происходящих в нем явлений объясняет трудности при проектировании. Обобщенное описание электромагнитных, тепловых, механических и других характеристик ЭМА, причем не только в стационарном, но и в переходном режимах работы, невозможно без применения современной вычислительной техники Автоматизация проектирования приводных электромагнитов (ЭМ) позволяет достаточно просто производить их оптимизацию по частным или интегральным критериям качества. Оптимальный параметрический синтез обеспечивает получение рагого-натьных соотношений параметров ЭМА, а значит экономию материалов и потребляемой мощности, снижение себестоимости аппаратов, улучшение характеристик, сокращение времени расчета и проектирования.
При решении задач синтеза необходимо иметь, как минимум, математические модели (ММ) силовых электромагнитных характеристик и тепловых параметров. Сложность их аналитического описания обуслошіена трехмерностью электромагнитных и тепловых полей, их взаимосвязью, нелинейностью и анизотропией свойств электротехнических материалов, неоднородностью тел обмоток возбуждения
Методы расчета ЭМА и их физических полей, основанные на использовании теории цепей, позволяют достаточно просто и быстро рассчитать необходимые параметры. Развитию этих методов способствовали работы Александрова Г.Н, Беляева В.Л., Буля Б.К., Буля О.Б.. Горбатен-ко Н.И., Гордона А.В., Дегтяря В.Г., Любчика М.А., Иванова И.П., Никитенко А.Г., Пеккера И.И., Свинцова Г.П., Сливинской А.Г., Сотскова Б.С., Софронова Ю.В., Таева И.С., Орлова Д.В., Ши-пицина В.В., Шоффы В.Н. и других ученых.
Основной недостаток цепевых методов - существенное упрощение топологии магнитных и тепловых полей, приводящее к низкой точности расчетов.
Ш&т;. „
Рисунок 1 -Симметричные дфтвЙбтИЛШЮНлввадкые! электромагниты
"^йг>;
БИБЛИОТЕКА 3СПе О»
Адекватно учитывать топологию полей позволяет численное решение уравнений поля Существенные результаты в этом направлении достигнуты Афанасьевым А.А., Демирчяном К.С., Ивановым-Смоленским А.В., Ковалевым О.Ф.. Кузнецовым В.А., Курбатовым П.А., Лобовым Б.Н., Никитенко А.Г., Нестериным В.А., Павленко А.В., Тозони О.В., Чечуриным В.Л. и другими учеными.
Однако методы теории поля требуют значительных затрат времени, что делает их мало пригодными для решения задач оптимизации.
Методы расчета магнитных и тепловых полей совершенствуются за счет модернизации существующих методик или разработки новых, например, при комбинации методов.
При проектировании быстродействующих, форсированных ЭМ или работающих с большой частотой в повторно-кратковременном режиме определяющими являются динамические режимы. Большой вклад в исследование переходных процессов внесли Гордон А.В., Гринченков В.П., Гур-ницкий В.Н., Клименко Б.В., Коц Б.Э., Лысов Н.Е., Павленко А.В., Сливинская А.Г., Софро-нов Ю.В. Учет динамических характеристик в алгоритмах синтеза позволяет получить рациональные соотношения параметров магнитной системы (МС) ЭМ с точки зрения достижения высоких показателей надежности и срока службы коммутационного аппарата.
Немаловажное значение имеет способ представления результатов синтеза. Известны работы Бугаева Г А., Гурницкого В.Н., Любчика М А., Могилевского Г.В., Пеккера И.И., Шоффы В.Н и других авторов, в которых результаты экспериментальных или расчетных исследований представлены в обобщенном виде с использованием положений теории подобия. Область применения этих методик сужают несистематизированный характер исследований, т.к. они выполнялись на образцах МС аппаратов, выпускавшихся промышленностью, и представление результатов в табличном или графическом виде. Это затрудняет их применение в методиках с использованием компьютерной техники. Кроме того, предлагаемые результаты проектирования имеют значительные погрешности, связанные с большим количеством упрощений и допущений при расчете электромагнитных и тепловых характеристик.
Таким образом, разработка алгоритмов и методов расчета электромагнитных аппаратов, способов представления используемых характеристик, обеспечивающих согласование требований по точности и затратам времени является актуальной задачей.
Наряду с оптимальным синтезом радикальным способом совершенствования ЭМА (расширение функциональных возможностей, уменьшение габаритных показателей ЭМ, снижение потребления электрической энергии, повышение быстродействия и срока службы аппаратуры) является форсированное управление.
,, ,. i.i.iif' . ' * > 4 , »». <*»* "'-
Возможность разработки универсальных по цепи питания электромагнитных приводов, необходимость компенсации недостатков ЭМ переменного напряжения и тока определяют перспективность применения схем выпрямления для питания обмоток электромагнитов.
Следовательно, исследование и разработка простых и дешевых схем форсированного управления и выпрямления - один из важных аспектов создания современных электромагнитных приводов.
Цель работы: создание высокоэффективных электромагнитных устройств на базе симметричных П-образных двухкатушечных электромагнитов постоянного и выпрямленного напряжения путем синтеза оптимальных конструкций на основе обобщенных математических моделей функционирования магнитных систем аппаратов, полученных в результате экспериментальных и теоретических исследований, и разработки схем управления.
Задачи исследований. Для достижения поставленной цели в рамках диссертационной работы решались следующие основные задачи:
-
Экспериментальное исследование статических электромагнитных характеристик симметричных П-образных двухкатушечных ЭМ и представление их в обобщенной форме, удобной для решения задач оптимального проектирования.
-
Разработка математических моделей тепловых параметров двухкатушечных П-образных ЭМ, устанавливающих связь теплового состояния ЭМ с основными геометрическими размерами МС, температурой окружающей среды и максимальной температурой нагрева в толще обмотки.
-
Исследование схемы выпрямления для питания двухобмоточного ЭМ.
-
Разработка и анализ эффективных схем форсированного управления приводными ЭМ.
-
Разработка алгоритма моделирования динамических характеристик симметричных двухкатушечных П-образных электромагнитов с различными формами кривой напряжения на обмотках ЭМ.
-
Разработка алгоритмов оптимизации симметричных П-образных ЭМ, учитывающих режимы работы, по частным и интегральным критериям качества.
-
Оптимизационные расчеты симметричных двухкатушечных П-образных ЭМ, работающих в повторно-кратковременном режиме, и их представление в виде обобщенных математических зависимостей.
-
Модификация методики расчета, разработка алгоритма синтеза оптимальных подвесных железоотделителей.
Методы исследований. В диссертационной работе использованы методы, изложенные в общей теории электрических аппаратов; методы теории подобия и моделирования; интегральное и дифференциальное исчисление, численные методы решения систем уравнений и поиска экстремумов функций; методы обработки экспериментальных данных.
Достоверность полученных результатов подтверждается:
-согласованием результатов, полученных с помощью разработанных автором моделей и методик, с результатами экспериментальных исследований, апробированием алгоритмов и программ синтеза на реальных конструкциях аппаратов;
-обсуждением основных результатов работы с ведущими специалистами в области электромеханики на международных и всероссийских конференциях.
Новизна научных результатов:
1. Впервые предложена методика синтеза симметричных двухкатушечных П-образных элек
тромагнитов по частным и интегральным критериям качества, позволяющая учесть режим работы.
Основу алгоритма проектирования составляют обобщенные критериальные зависимости статиче
ских электромагнитных характеристик, полученные на основе экспериментальных исследований,
организованных в соответствии с методами теории активного эксперимента, и математические
модели тепловых параметров, устанавливающие в отличие от известных, их непосредственную
функциональную связь с основными геометрическими размерами магнитной системы, температу
рой окружающей среды, максимальной температурой нагрева в толще обмотки.
Предложена усовершенствованная методика проектного расчета оптимального статического П-образного электромагнита, на основе которой разработан выпускаемый отечественной промышленностью подвесной железоотделитель с профилированными полюсами.
-
Получены оригинальные безразмерные функции оптимальных геометрических размеров и технико-эксплуатационных параметров электромагнитов, работающих в повторно-кратковременном режиме, зависящие от исходных данных проектирования и существенно упрощающие получение параметров привода, удовлетворяющих частным и интегральному критериям качества. Это позволяет значительно сократить время и финансовые затраты на проектирование за счет возможности их непосредственного расчета.
-
На уровне изобретений РФ разработаны эффективные устройства форсированного управления; проведен полный анализ двухдиодной схемы выпрямления со встречно соединенными диодами, рекомендованной для питания П-образных двухобмоточных электромагнитов.
-
Предложен эффективный алгоритм моделирования динамических параметров электромагнитов с различными формами кривой напряжения на обмотках, применимый, в том числе и для анализа разработанных схем форсированного управления симметричными двухкатушечными П-образными приводными электромагнитами.
Практическая ценность. Разработаны эффективные алгоритмы оптимального проектирования симметричных двухкатушечных П-образных ЭМ постоянного напряжения, работающих в различных режимах, и синтеза подвесных железоотделителей, которые расширяют пакет прикладных программ САПР ЭМА. Предложены новые схемы форсированного управления приводными ЭМ со встроенными выпрямителями, улучшающие их технико-эксплуатационные чарактеристики.
Реализация результатов работы. Алгоритмы оптимального синтеза электромагнитов использованы в разработках конструкторско-испытательного центра ОАО «Чебоксарский электроаппаратный завод»; результаты моделирования динамических процессов срабатывания применялись при модернизации вакуумного контактора КВ1-250-3 на ЗАО «Чебоксарский завод силового электрооборудования "Электросила"»; для проектирования подвесного железоотделителя на НП ОАО «Автоматстром» г Чебоксары использована усовершенствованная методика его проектного расчета. Результаты диссертационной работы используются в учебном процессе на кафедре электрических и электронных аппаратов ФГОУ ВПО «Чувашский государственный университет имени И.Н. Ульянова».
Основные положения, которые выносятся на защиту:
1. Экспериментальные обобщенные электромагнитные характеристики П-образных двухка-
тушечных электромагнитов в виде критериальных математических зависимостей.
2. Математические модели тепловых параметров симметричных двухкатушечных П-
образных электромагнитов, полученные с учетом распределения температурного поля в толще
обмоток и представленные в виде безразмерных функций.
-
Алгоритм численного моделирования динамических характеристик симметричных двухкату-шечньгх П-образных ЭМ с различными формами кривых напряжения питания, апробированный на схеме с балластным резистором. Результаты анализа схемы для питания обмоток электромагнитов.
-
Алгоритмы параметрического синтеза ЭМ, работающих в различных режимах, по частным и интегральному критериям оптимальности, модифицированная методика проектного расчета оптимальных П-образных железоотделителей.
Апробация работы. Основные положения диссертации докладывались и обсуждались на: Т Международной научно-практической конференции «Эффективные энергетические системы и новые технологии» (г. Казань, 2002 г); IV Международном симпозиуме «Элмаш-2002» (г. Москва,
-
г.); III Межотраслевой научно-технической конференции «Автоматизация и прогрессивные технологии (АТП-2002)» (г. Новоуральск, 2002 г.); Международных симпозиумах SIEMA'2002 и SIEMA'2003 «Проблемы совершенсівования электрических машин и аппаратов. Теория и практика» (г. Харьков, 2002 г., 2003 г.); VII симпозиуме «Электротехника 2010» (Московская обл.,
-
г.); IV Международной научно-технической конференции «Состояние и перспективы развития электроподвижного состава» (г. Новочеркасск, 2003 г.); научно-технической конференции, посвященной 40-летию ОАО «ВНИИР» (г. Чебоксары, 2001 г.); IV Всероссийской научно-технической конференции «Динамика нелинейных электротехнических и электронных систем» (г. Чебоксары, 2001 г.); IV и V Всероссийских научно-технических конференциях «Информационные технологии в электротехнике и электроэнергетике» (г Чебоксары, 2002 г., 2004 г.); Поволжской научно-практической конференции «Электротехника и энергетика Поволжья на рубеже тысячелетий» (г. Чебоксары, 2001 г.), а также на научно-методических семинарах кафедры электрических и электронных аппаратов Чувашского госуниверситета.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 30 печатных работ, в том числе 1 учебное пособие, 13 тезисов докладов на международных и всероссийских конференциях и симпозиумах, 15 статей, 1 патент на изобретение РФ.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав, заключения, а также списка использованных источников и приложений. Диссертационная работа изложена на 139 страницах и проиллюстрирована 35 рисунками и 7 таблицами. В приложении приведены акты об использовании, полезности и внедрении результатов диссертационной работы и Решения о выдаче патентов на изобретение РФ на схемы форсированного управления.
Моделирование обобщенных электромагнитных характеристик симметричных двухкатушечных П-образных электромагнитов
Таким образом, совокупность выражений (1.3) и (1.4) представляет параметрически заданное семейство СНХ при изменении BQ в диапазоне от Вн до Ва и позволяет также "достроить" на основании (1.5) первый участок СНХ, соответствующий линейному участку КНМС.
Чтобы обеспечить универсальность моделям СЭМХ (возможность их использования при различных режимах работы в широком диапазоне допустимых температур) на этапе моделирования они не связывались с тепловым состоянием обмоток возбуждения.
Для получения математических моделей СЭМХ ЭМ проводилось физическое моделирование [18]. В качестве факторов, использованных в матрице планирования эксперимента, учитывались геометрические размеры МС и индукция в сечении ярма, лежащем в плоскости симметрии МС.
В электромагнитах с цилиндрическими сердечниками их соединение с ярмом и полюсным наконечником осуществлялось винтом. Немагнитный эквивалентный зазор в местах стыка сердечника с элементами МС был принят [23] порядка (0,07+0,1) 10"3 м с учетом неизбежных перекосов при сборке МС.
В число факторов не включался параметр, задающий положение якоря. Это связано с тем, что наиболее существенно СЭМХ изменяются при изменении рабочего зазора или углового положения якоря. Для наиболее точного учета влияния положения якоря его координата фиксировалась на 10 - 15 уровнях и для каждого из них реализовывался ортогональной центрально-композиционный план (ОЦКП) второго порядка [42] для соответствующего числа факторов. Это привело к значительному увеличению объема экспериментальных исследований, но, как показали в дальнейшем расчеты СЭМХ, в полной мере себя оправдало. После определения коэффициентов полиномиальной зависимости [42] они аппроксимировались как функции координаты положения якоря или в виде двухпараметриче-ских зависимостей, или в виде степенных полиномов. Адекватность и точность аппроксимации функций целей оценивалась в соответствии с рекомендациями [42] относительным расхождением между экспериментально полученными значениями и их расчетными значениями во всех точках матрицы эксперимента ОЦКП второго порядка для всех задаваемых положений якоря.
Общий порядок проведения экспериментальных исследований заключался в следующем. В соответствии с матрицей эксперимента (табл. Б.1, табл. Б.2 приложений) собирался ЭМ с необходимыми размерами и последовательно и согласно включенными обмотками. Для каждого фиксированного положения якоря пу тем регулирования тока в обмотке возбуждения с известным числом (7V) витков, задавалась индукция (0) в характерном сечении МС.
Измерялись также суммарное потокосцепление обмоток возбуждения, потоки в различных поперечных сечениях МС, электромагнитные усилия.
Потокораспределение контролировалось концентрично намотанными измерительными обмотками в различных сечениях МС, а для определения суммарного потокосцепления МС применялся метод с использованием обмотки [70], намотанной одновременно с обмоткой возбуждения ЭМ.
В соответствии с методикой [70] измерения потокосцепления показание регистрирующего прибора (милливеберметра) зависит от активного электрического сопротивления измерительной обмотки, которое изменяется в процессе эксперимента из-за ее нагрева теплом, выделяющимся в обмотке возбуждения. Не менее трех раз производились замеры магнитных величин (милливеберметром Ф119), выходного напряжения тензодатчика (цифровым вольтметром В7-16), сопротивления измерительной обмотки (цифровым омметром Щ34). Ток в обмотках контролировался многопредельным амперметром М253. Определялись средние значения измеренных величин, которые использовались для дальнейшей обработки. При определения потокосцепления первоначально рассчитывались потокосцепление в каждом из трех опытов по показанию милливеберметра Ф119 и омметра Щ-34.
Используемые приборы имеют класс точности не более 0,5, и поэтому погрешности измерений не превышают 5%.
В процессе исследования обмотки ряда ЭМ значительно нагреваются и для обеспечения теплового режима, не приводящего к выходу их из строя, испытания проводились в масляной ванне. Для повышения точности аппроксимации некоторые из безразмерных функций цели, например Р , F , подвергался в соответствии с рекомендациями [42] нелинейному преобразованию. Для изготовления МС ЭМ постоянного тока наибольшее применение находят [23,140] низкоуглеродистые низкокоэрцитивные электротехнические стали (марок 10895, 20895 ГОСТ 11036-75). Относительная магнитная проницаемость стали марки 10895 достигает своего максимального значения и.,. max = 5000 [23] при индукции в диапазоне (0,8- 1)Т, поэтому в качестве расчетной величины Вн принято 5Н=0,87 Т; значения jar= 1000 на спадающем участке (рис. 1.3, б) относительная магнитная проницаемость достигает при 5В=1,6 Т. В условиях реального производства часто встает вопрос о замене материалов, из которых изготовлены элементы 1, 2,3 МС ЭМ (рис. 1.5). Связано это с наличием определенных сортаментов, марок ферромагнитных материалов, требованиями стоимости и т.п.
Разработка математических моделей тепловых параметров симметричных двухкатушечных П-образных электромагнитов
Шунтирование токоограничивающей обмотки диодом, подключенным встречно развязывающему диоду, исключает перенапряжение при отключении форсированного электромагнитного привода, что повышает надежность его функционирования и систем, в которых он используется.
Электромагнитный привод со встроенным выпрямителем (рис. 3.4) работает следующим образом. Для его включения на клеммы питания внешним контактом управления подается переменное напряжение источника питания. К первой К\ и второй К2 обмоткам прикладывается выходное двухполупериодное выпрямленное напряжение однофазного мостового выпрямителя VD\, VD2 VDA VD5. При этом к развязывающему диоду VD3 приложено в запирающем направлении практически напряжение источника питания. По обмоткам протекают пусковые токи, обеспечивающие форсированное срабатывание электромагнитного привода. Это вызывает размыкание форсировочных контактов SI и 52, по которым протекают знакопеременные токи, и обеспечивает последовательное подключение обмоток, развязывающего диода VD3t токоограничивающего элемента VD6 между клеммами питания. Поэтому в установившемся режиме удержания электромагнитный привод потребляет меньший ток от питающего источника напряжения лишь в течение одного его полупериода, ограниченный суммарным эквивалентным сопротивлением обмоток XI, К2 и токоограничивающего элемента VD6.
Таким образом, форсированный электромагнитный привод со встроенным выпрямителем (рис. 3.4) обеспечивает нормальное удержание подвижной системы в притянутом положении, допустимое тепловое состояние в заданном режиме его работы. Возврат электромагнитного привода осуществляется размыканием внешнего контакта управления.
В качестве размыкающих форсировочных контактов могут быть использованы: вспомогательные контакты форсированного электромагнитного привода, механически управляемые его подвижными элементами; магнито-управдяемые контакты, размещенные в области магнитного поля электромагнитного привода или постоянных магнитов, управляемые одним из известных способов; контакты внешнего коммутационного аппарата, включающая обмотка которого коммутируется вспомогательным контактом форсированного электромагнитного привода.
При соответствующем выборе обмоточных данных форсированный электромагнитный привод со встроенным выпрямителем работоспособен и при питании от источника постоянного напряжения указанной на рис. 3.4 полярности.
Уменьшить размеры выпрямителя, расширить возможностей конструктивной реализации форсированного электромагнитного привода со встроенным выпрямителем (рис. 3.3, а) можно, если: 1) дополнительно ввести второй развязывающий диод VD3, подсоединенный последовательно и однонаправлено к первому развязывающему диоду VD2 и ко второму концу обмотки К2 электромагнитного привода; 2) составить вторую диодную цепочку из встречно включенных диодов VDl, VD4; 3) подсоединить форсировочный контакт 51 к клемме питания (рис. 3.5). напряжения. По остальным диодам протекает ток одной из обмоток К\, К2 в течение полу периода питающего напряжения, и поэтому они могут быть выбраны менее мощными, меньших размеров, более дешевыми. В процессе срабатывания размыкаются форсировочные контакты S\, S2 и обмотки ATI, К2 подключаются последовательно между собой. В установившемся режиме удержания ток от источника потребляется обмотками лишь в течение одного полупериода питания, при котором диоды УОи VD2, VD3, VDS находятся в проводящем состоянии, а диоды VD4, VD5 в запертом состоянии. В следующий полупериод диод VD\ заперт напряжением источника, а ток в обмотках Ю, К2 электромагнитного привода поддерживается за счет запасенной в них электромагнитной энергии, замыкаясь через открытые диоды VD2, VD3, VD4, VD5t VD6. Таким образом, магнитодвижущая сила обмоток электромагнитного привода в режиме удержания уменьшается в четыре раза по отношению к магнитодвижущей силе срабатывания, что обеспечивает уменьшение потребляемой мощности приводом, но при соответствующем выборе его параметров обеспечивается надежное удержание подвижной системы при воздействии неблагоприятных факторов и допустимое тепловое состояние его элементов в заданном режиме работы. Для возврата электромагнитного привода снимается напряжение с клемм питания 1 и 2 внешним коммутационным устройством.
Обмотки ATI и К2 могут быть выполнены: 1) в виде последовательного (рис. 3.5, в); 2) параллельного соединения двух и более обмоток; 3) в виде последовательно-параллельного соединения трех и более обмоток, что дополнительно расширяет возможности конструктивной реализации форсированного электромагнитного привода с учетом требований обеспечения необходимой тяговой силы и допустимого теплового состояния обмоток в заданном режиме работы.
Разработка и анализ схем форсированного управления электромагнитами
По остальным диодам протекает ток одной из обмоток К\, К2 в течение полу периода питающего напряжения, и поэтому они могут быть выбраны менее мощными, меньших размеров, более дешевыми. В процессе срабатывания размыкаются форсировочные контакты S\, S2 и обмотки ATI, К2 подключаются последовательно между собой. В установившемся режиме удержания ток от источника потребляется обмотками лишь в течение одного полупериода питания, при котором диоды УОи VD2, VD3, VDS находятся в проводящем состоянии, а диоды VD4, VD5 в запертом состоянии. В следующий полупериод диод VD\ заперт напряжением источника, а ток в обмотках Ю, К2 электромагнитного привода поддерживается за счет запасенной в них электромагнитной энергии, замыкаясь через открытые диоды VD2, VD3, VD4, VD5t VD6. Таким образом, магнитодвижущая сила обмоток электромагнитного привода в режиме удержания уменьшается в четыре раза по отношению к магнитодвижущей силе срабатывания, что обеспечивает уменьшение потребляемой мощности приводом, но при соответствующем выборе его параметров обеспечивается надежное удержание подвижной системы при воздействии неблагоприятных факторов и допустимое тепловое состояние его элементов в заданном режиме работы. Для возврата электромагнитного привода снимается напряжение с клемм питания 1 и 2 внешним коммутационным устройством.
Обмотки ATI и К2 могут быть выполнены: 1) в виде последовательного (рис. 3.5, в); 2) параллельного соединения двух и более обмоток; 3) в виде последовательно-параллельного соединения трех и более обмоток, что дополнительно расширяет возможности конструктивной реализации форсированного электромагнитного привода с учетом требований обеспечения необходимой тяговой силы и допустимого теплового состояния обмоток в заданном режиме работы.
Выполнение обмоток электромагнитного привода магнитно не связанными позволяет реализовать его конструкцию на основе использования более маломощных электромагнитов, подвижные элементы которых механически связаны, а производство - уже освоено. При соответствующем выборе размеров МС электромагнитного привода и обмоточных данных возможно нормальное его функционирование и при подключении к источнику постоянного напряжения, указанной на рис. 3.5 полярности.
Устройство форсированного управления (рис. 3.6) содержит однофазный мостовой диодный выпрямитель СВ, размыкающий контакт 51, обмотки К1 и К2 ЭМ, первый диод VDI, второй диод VD2 и конденсатор С.
Дополнительное введение в устройство форсированного управления ЭМ (рис. 3.3, в) цепи, состоящей из последовательно соединенных второго диода VDI и конденсатора С, подключенной параллельно к размыкающему контакту, причем второй диод соединен согласно с первым диодом VDX и подключен между концом обмотки К\ несвязанным с первым диодом и точкой соединения размыкающего контакта и обмотки электромагнита Х2, позволило увеличить срок службы размыкающего контакта и уменьшить расход контактного материала при его изготовлении за счет уменьшения времени горения дуги на размыкающемся контакте.
Для включения ЭМ (рис. 3.6, а) на клеммы питания подается напряжение. При использовании источника постоянного напряжения необходимо соблюдать полярность, указанную на рис. 3.6. К обмотке К2 через диоды однофазного мостового диодного выпрямителя СВ, контакт S\ прикладывается напряжение источника и по ней протекает пусковой ток, обеспечивающий срабатывание ЭМ. Это вызывает размыкание контакта 51 и большой пусковой ток, протекавший по нему, перетекает в параллельную цепь, составленную из диода VD2 и конденсатора, существенно снижая длительность воздействия на контакт электрической дуги. Одновременно с ростом напряжения на конденсаторе нарастает ток в обмотке К\. При этом установившийся ток, потребляемый устройством от источника питания, будет определяться активным суммарным сопротивлением обмоток, и поэтому он меньше пускового. При снятии напряжения с клемм ток в обмотках К\, КЪ уменьшается, замыкаясь через один из диодов однофазного мостового диодного выпрямителя и диоды VDl, VD2. Подвижная система ЭМ возвращается в исходное положение, замыкается контакт 51, создавая путь для разряда конденсатора через обмотку К2, диод однофазного мостового диодного выпрямителя СВ, первый диод ІКШ, другую обмотку К\. Это исключает бросок тока при замыкании контакта, что также уменьшает износ контакта и обеспечивает увеличение срока его службы.
Вариант выполнения устройства, когда размыкающий контакт 51 подсоединен к диодам анодной группы однофазного мостового диодного выпрямителя СВ приведен на рис. 3.6, б. В случае питания устройства от источника знакопеременного напряжения принципиальное отличие в режиме работы заключается в том, что после размыкания контакта 51 последовательно подключенные обмотки К\ и К1 питаются лишь частью напряжения источника (напряжением одной его полярности). В качестве размыкающего контакта может быть использован: - собственный вспомогательный контакт электромагнита, механически управляемый его подвижными элементами; - магнитоуправляемый контакт, помещенный в область магнитного поля электромагнита или постоянных магнитов и управляемый одним из известных способов; - контакт внешнего коммутационного аппарата, включающая обмотка которого коммутируется контактом форсируемого электромагнита. Обмотка К\ в устройстве может быть выполнена в виде второй (удерживающей) обмотки форсируемого ЭМ и, в частности, может быть магнитно связана с первой его обмоткой К2 при соответствующем выполнении МС электромагнита. Одна обмотка в устройстве может быть обмоткой другого электромагнитного механизма, который должен (по логике работы схемы автоматики) включаться после срабатывания форсируемого ЭМ. При этом исключается использование для управления им дополнительного контакта форсируемого ЭМ. Одна обмотка в устройстве может представлять обмотку (или обмотки) другого электромагнита (или электромагнитов), включенных различным образом (параллельно, последовательно, последовательно-параллельно). Таким образом, использование устройства (рис. 3.6) обеспечивает повышение эффективности функционирования форсированного электромагнитного привода и расширение возможностей его конструктивной реализации. Оригинальность схемотехнических решений, представленных на рис. 3.6 подтверждена патентом на изобретение [163]; рис. 3.4, рис. 3.5 -Решениями о выдаче патентов на изобретение Российской Федерации (см. приложения).
Моделирование динамических параметров симметричных двухкатушеч-ных П-образных электромагнитов
Срок службы коммутационных аппаратов (КА) в значительной мере определяется скоростями соударения их контактов, якоря и связанных с ним частей аппарата с магнитопроводом.
Анализ динамики КА требует совместного решения уравнений, описывающих процессы в электромагнитной системе и перемещение якоря ЭМ. Строгого аналитического решения такая система уравнений не имеет [84, 86, 141 и др.].
Моделирование и исследование динамических зависимостей может быть проведено с использованием приближенных аналитических и графоаналитических методов [27, 28, 91, 94, 135, 141, 146 и др.]. Эти методы строятся на основе допущений, упрощающих реальные процессы, часто достаточно грубых. Следовательно, они не обеспечивают достаточную для инженерных расчетов точность динамических параметров (ДП). Еще одним недостатком является их трудоемкость.
Основная ценность приближенных методов состоит в том, что они позволяют относительно просто выявить основные закономерности динамических процессов, их определяющие величины и принципиально возможные способы воздействия на ДП и характер переходного процесса. На основе таких исследований разработаны методики проектирования ЭМ, обеспечивающих минимальные временные параметры срабатывания.
Наиболее точную картину динамических процессов позволяет получить решение уравнений динамики численными методами с использованием теории поля [5, 7, 24, 25, 38, 54, 55, 71, 84, 86, 88, 89, 158,159 и др.]. В этом случае можно учесть особенности конструкций и характеристик ЭМ, влияние механизма, приводимого в движение, параметры источников и схемы питания.
Однако, применение численных методов не всегда оправдано [20, 73] из-за сложности подготовки и задания исходных данных (необходимо указать границы областей, параметры источников поля, свойства материалов и т.д.). Другой не достаток связан с необходимостью использовать итерационные операции, что приводит к относительно большому времени расчета, даже при применении современных ПЭВМ.
Для решения системы уравнений динамики можно использовать комбинированные методы расчета - метод магнитных цепей и один из численных полевых методов [86 и др.]. Это позволяет одновременно уменьшить количество допущений и размерность задачи, что снизит время счета и повысит точность вычислений.
Альтернативным вариантом получения ДП является непосредственное экспериментальное исследование ЭМ. Но результаты частных экспериментальных исследований конкретных образцов приводных ЭМ мало информативны в общем плане и не носят достаточно обобщенного характера, поэтому не могут быть использованы при разработке алгоритмов и программ синтеза с учетом ДП. Экспериментальные ДП могут быть адаптированы для проектирования ЭМ при использовании методов теории подобия и планирования эксперимента [125, 129, 138 и др.]. Это позволяет получить динамические характеристики, связанные с основными электромеханическими параметрами, в безразмерном виде.
Одним из вариантов расчета динамических параметров является создание алгоритмов для конкретных типов ЭМ. Достоинствами в этом случае являются простота структуры, легкость задания исходных данных и высокая производительность. Такие алгоритмы и программы на их основе позволяют учесть влияние на процессы срабатывания (возврата) геометрии ЭМ и обмоточных данных, параметров противодействующей характеристики и характера изменения напряжения на обмотке, характеристик подвижной системы. Результаты моделирования ДП можно представлять в форме удобной для решения задач синтеза оптимальных ЭМ.
Разработаны алгоритм и его программная реализация моделирования динамических параметров симметричных двухкатушечных П-образных ЭМ, учитывающие влияние геометрических размеров МС и магнитного состояния ее элементов, обмоточных данных, схем и режимов форсировки и выпрямления, механической нагрузки [117, 118].
Исходными данными являются: характеристики напряжения (тип, амплитуда, начальная фаза, частота источника напряжения, длительность форсировоч-ного импульса); параметры электромагнита (основные геометрические размеры, сопротивление обмоток, число витков обмотки, масса подвижной системы, приведенная к якорю); параметры противодействующей характеристики (число уча стков характеристики, начальный зазор, начальное, конечное усилия и наклон характеристики для каждого участка); время интегрирования.
При численном моделировании эффективным методом решения (4.1) является метод Рунге-Кутта четвертого порядка [84,143]. В систему дифференциальных уравнений входят Рш, Р, которые связаны с геометрией магнитной системы, положением якоря и током в обмотках и могут быть точно определены лишь методами, базирующимися на решении уравнений электромагнитного поля. Эти методы расчета требуют значительных затрат времени даже для одного фиксированного положения якоря. Методы цепей не позволяют в большинстве случаев достаточно точно определить эти характеристики в силу ограниченности своих возможностей. Интегрирование уравнений динамики сопряжено с расчетом магнитных полей на каждом шаге интегрирования, и поэтому оно существенно увеличивает затраты времени.
