Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Состояние вопроса и постановка задачи исследования 10
1.1. Электрические двигатели в системах приводов станков с ЧПУ 10
1.2. Обзор работ по исследованию частотноуправляемых асинхронных двигателей 15
1.3. Частотно-токовое управление АД 29
1.4. Постановка задачи исследования 32
Глава 2. Некоторые особенности работы асинхронного двигателя в системе частотно-токового управления 34
2.1. Сущность процесса формирования тока АД в системе ЧТУ 34
2.2. Определение аналитической зависимости мевду частотой пульсирующей составляющей и парамет рами системы 41
2.2.1. Заданные условия и основные допущения . 41
2.2.2. Соединение фаз двигателя в звезду . 43
2.2.3. Соединение фаз двигателя в треугольник . 51
2.3. Гармонический анализ пульсирующей составляющей . 55
2.4. Основные результаты и выводы 60
Глава 3. Энергетическое состояние асинхронного двигателя при частотно-токовом управлении 61
3.1. Структура изменения потерь в диапазоне регулирования с постоянным магнитным потоком без учета высших временных гармоник в кривой тока статора 61
3.2. Влияние пульсирующей составляющей тока статора на структуру общих потерь 70
3.2.1. Потери в меди обмотки статора 71
3.2.2. Потери в клетке ротора 77
3.2.3. Потери в стали 80
3.3. Длительно-допустимый момент нагрузки на асинхронный двигатель в диапазоне регулирования с учетом реальной формы тока 83
3.4. Основные результаты и выводы . 92
Глава 4. Нагрузочные свойства и оптимизация обмоточных данных асинхронного двигателя в диапазоне регу лирования при ограничении по нагреву 93
4.1. Обоснование и описание алгоритма поискового расчета 93
4.2. Допущения и особенности методики расчета, обусловленные системой ЧТУ 99
4.3. Влияние коммутационных особенностей инвертора на величину допустимой нагрузки на валу АД 102
4.4. Анализ влияния насыщения магнитной цепи на степень использования АД 106
4.5. Экспериментальная проверка разработанной методики и сравнительный анализ с двигателями постоянного тока 117
4.6. Основные результаты и выводы 121
Глава 5. Влияние конструктивных параметров на регулировочные и нагрузочные свойства асинхронного двигателя 126
5.1. Базисные соотношения при определении основных размеров АД методом планирования эксперимента 126
5.2. Полный факторный эксперимент 1-го порядка . 130
5.3. Ротатабельное планирование 134
5.4. Экспериментальная проработка различных конструктивных исполнений двигателей 142
5.4.1. Исполнительные двигатели с полым ротором . 145
5.4.2. Двигатели с изменением геометрии активных частей 153
5.5. Независимая вентиляция АД 159
5.6. Основные результаты и выводы 169
Заключение 171
Литература 174
Приложения 187
- Обзор работ по исследованию частотноуправляемых асинхронных двигателей
- Определение аналитической зависимости мевду частотой пульсирующей составляющей и парамет рами системы
- Влияние пульсирующей составляющей тока статора на структуру общих потерь
- Допущения и особенности методики расчета, обусловленные системой ЧТУ
Введение к работе
Актуальность темы. В директивах 2ХУІ съезда КПСС по пятилетнему плану развития народного хозяйства СССР на I98I-I985 гг. предусматривается увеличение производства станков с числовым программным управлением (ЧПУ). Металлорежущие станки с ЧПУ позволяют в три раза повысить производительность труда по сравнению с универсальными [i] , увеличить точность технологических операций, исключить изготовление сложной оснастки и проведение доводочно-доделочных работ. Кроме того появляется возможность освобождения производственных площадей и более рационального использования высококвалифицированных рабочих станочных специальностей.
Важное значение при этом имеет разработка комплектных приводов для станков с использованием специальных исполнительных электродвигателей. Еще большую актуальность это обстоятельство приобретает вследствие ориентации некоторых областей промышленности на безлюдную технологию, то есть применение робототехники и различного рода манипуляторов.
С развитием элементной базы преобразовательной техники [3] электроприводы в станках постепенно стали занимать главенствующее положение. Это обусловлено тем, что регулируемый электропривод с использованием специальных электродвигателей позволяет экономичнее и удобнее осуществлять управление станком, точнее производить технологические операции по обработке деталей. В свою очередь применение в металлообрабатывающих станках в ЧПУ электроприводов вызвало необходимость разработки специальных приводных двигателей с рядом специфических требований. Наиболее полно эти требования изложены в [2, 4, 5, 6, 7, 9].
В последнее время появилась возможность практической реализации приводов с частотно-токовым управлением (ЧТУ) в комплекте с асинхронными двигателями (АД). Эти приводы в некоторых случаях, на - 6 пример в токарных станках с ЧПУ и робототехнике, по регулировочным свойствам не уступают приводам с использованием коллекторных двигателей постоянного тока (ДПТ), обладая лучшими показателями по надежности, стоимости, массе и трудоемкости изготовления исполнительного двигателя. Отсутствие скользящего контакта в АД снимает ограничение по использованию приводов в агрессивных и взрывоопасных средах.
Несмотря на значительное количество работ в области теории и синтеза способа ЧТУ-АД советских ученых Бродовского В.Н., Иванова Е.С., НЗубенко В.А., Сандлера А.С., Сарбатова Р.С, Булгакова А.А., Копылова И.П., Радина В.И., Загорского А.Е., Гусева Б.Я., Онищен-ко Г.Б. и др., практически не проработаны вопросы выбора параметров АД с учетом взаимного влияния силовой части системы преобразователь-двигатель, а также методы расчета и особенности проектирования АД, предназначенных для длительной работы в любой точке диапазона регулирования с максимальным использованием габарита при ограничении по нагреву.
Существующие методики исследования и проектирования не учитывают специфических особенностей работы АД в системе ЧТУ, связанных с формированием тока статора, функциональной зависимости составляющих структуры потерь от частоты питания и др.
Диссертационная работа непосредственно связана с проводимым по постановлению ЦК КПСС и СМ СССР и приказам Минэлектротехпрома циклом научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ в области создания и освоения в производстве высоконадежных, широко регулируемых, быстродействующих электроприводов подач и главного движения для металлорежущих станков с ЧПУ и робототехники.
Цель работы. Целью диссертационной работы является разработка инженерных методик расчета максимально допустимой нагрузки АД во всем диапазоне регулирования и практических рекомендаций по проекти - 7 рованию с учетом особенностей формирования тока в системе ЧТУ.
Задачи исследования. В настоящей работе решаются следующие задачи:
1. Теоретическое и экспериментальное исследование характера изменения составляющих потерь при глубоком регулировании частоты вращения АД в системе ЧТУ с учетом особенностей формирования тока.
2. Разработка методики теплового расчета АД в системе ЧТУ при различных системах охлаждения.
3. Разработка поисковой методики и алгоритма электромагнитного и теплового расчетов АД для оптимальной работы в широком диапазоне регулирования частоты вращения путем ЧТУ с лимитерами по насыщению магнитной цепи и нагреву.
4. Разработка практических рекомендаций по выбору основных геометрических соотношений активных частей АД для систем ЧТУ.
5. Проведение необходимых экспериментальных исследований для подтверждения разработанных методик и программ расчета.
Общий метод исследования. Для достижения поставленной цели использован метод анализа процессов в контурах коммутации системы преобразователь-двигатель путем решения дифференциальных уравнений для каждого дискретного момента времени в пределах периода пульсирующей составляющей тока. Дяя определения участков активных частей АД с наиболее значимым выделением потерь от пульсирующей составляющей тока, а также для подтверждения демпфирующего эффекта вторичной цепи использован метод физического моделирования. Определение влияния соотношения основных размеров активных частей АД на нагрузочные и динамические свойства проводилось методом планирования эксперимента. При оптимизации магнитного состояния АД использовался аналитический метод с нахождением экстремума путем построения гистограмм с ограничением по нагреву. Вывод математических выражений, характеризующих нагрузочные способности АД в любой точ - 8 ке диапазона регулирования с параллельной оптимизацией магнитного состояния по критерию максимальных энергетических показателей, производился с использованием метода теплового баланса. Научная новизна работы характеризуется следующим:
1. Предложен метод учета взаимного влияния преобразователя и двигателя с точки зрения параметров пульсирующей составляющей тока.
2. Исследована структура потерь в АД в функции относительной частоты питания с учетом дополнительных потерь от пульсирующей составляющей тока.
3. Получено выражение, определяющее максимально допустимую нагрузку на АД во всем диапазоне регулирования при ограничении по нагреву.
4. Проведено исследование демпфирующего влияния вторичного контура АД на поток пульсирующей составляющей тока.
5. Составлена расчетная схема оптимизации обмоточных данных АД по критерию максимальной нагрузки.
6. Разработан способ предварительного определения сочетания основных размеров активных частей АД при требуемых выходных параметрах.
Практическая ценность. Разработанные методика и программа поискового расчета максимально допустимой нагрузки АД с параллельной оптимизацией магнитного состояния позволяют выбрать при проектировании обмоточные данные, обеспечивающие максимально возможные при требуемой нагрузке энергетические показатели и минимальную материалоемкость.
Приведены рекомендации по проектированию АД в части конструкции ротора, обмотки статора и систем охлаждения.
Реализация результатов работы. Проведенные исследования и инженерные методики использованы при проектировании и изготовлении отрезка серии специальных АД габаритов 50-180 мм для приводов станков с ЧПУ и робототехники. Двигатели разработаны во ВНИПТИЭМ (г.Владимир), освоены заводами Союзэлектромаша и успешно применяются в приводах станков с ЧПУ токарной группы на заводе "Красный пролетарий" (г.Москва).
Результаты оптшлизации магнитного состояния АД использованы также при проектировании комплектных приводов серии "Размер 5-2М" в НИИКЭ (г.Новосибирск).
Автор защищает:
1. Аналитические выражения, определяющие структуру потерь и ,допустимую нагрузку АД в функции относительной частоты питания с учетом реальной формы тока.
2. Метод учета взаимного влияния преобразователя и двигателя по характеру формирования тока фаз статора АД.
3. Алгоритм, методику и программу поискового расчета оптимальных обмоточных данных АД при работе с максимальными энергетическими показателями.
4. Метод предварительного определения соотношения основных размеров активных частей АД.
5. Метод расчета дополнительных потерь от пульсирующей составляющей тока.
6. Рекомендации по проектированию активных частей и систем охлаждения АД.
Апробация работы: Результаты диссертационной работы обсуждались на У Всесоюзной научно-технической конференции "Состояние и перспективы развития производства низковольтных асинхронных электродвигателей" (г.Вяадимир, 1980), на УІ Всесоюзной научно-технической конференции "Перспективы развития производства асинхронных двигателей в свете решений ЮТ съезда КПСС" (г.Владимир, 1982).
Обзор работ по исследованию частотноуправляемых асинхронных двигателей
Известные преимущества АД перед двигателями других типов [27, 29J вполне обоснованно вызывали и вызывают стремление исследователей к реализации приводов по системе ІШ-АД [58, ЮО]. Значительные работы, посвященные этому вопросу, создали ученые Костенко М.ЇЇ., Сандлер А.С., Сарбатов Р.С., Булгаков А.А., Бродовский В.Н., Иванов Е.С., Щубенко В.А., Эфендизаде А.А., Петров Ю.Л., Завалишин Д.А. и др. В ряде НИИ и ВУЗов страны широко проводятся работы по углублению теоретических аспектов оптимального использования АД в широком диапазоне изменения частоты вращения применительно к конкретным системам привода различных механизмов. Прежде всего следует упомянуть ВНИИэлектропривод, ВНИПТИЭМ, ВНИИЭМ, ЭНИМС, НИИКЭ, МЭИ, УПИ и др.
К наиболее важным литературным источникам, отражающим состояние вопроса на рассматриваемый период, необходимо отнести [8, 27, 29, 30, 31, 32, 33, 34, 53, 56, 57, 58, 63-9б].
Большое количество работ посвящено исследованию электромагнитных процессов и режимов работы полупроводниковых преобразователей частоты [8, 58, 64, 86, 87, 90, 92]. Анализу подвергаются в основ ном два типа преобразователей по способу регулирования напряжения: "по длительности" и "импульсное" [90] . При первом способе форма выходного напряжения имеет явно выраженный прямоугольно-ступенчатый характер, что обуславливает наличие весьма нежелательного спектра низкочастотных гармоник. Второй способ регулирования напряжения путем модуляции ширины высокочастотных импульсов, частота которых в 8 16 раз выше максимальной основной [87] , называется широтношлпульсным. Причем в зависимости от способа модуляции различают [58, 90, 92] широтно-импульсное регулирование (ШИР), при котором длительность импульсов в полуволне напряжения постоянна, и широтно-импульсную модуляцию (ШИМ), позволяющую модулировать длительность импульсов в полуволне по желаемому закону, например, синусоидальному. Несмотря на сложность системы управления, ШИМ является рациональной при регулировании АД в широком диапазоне изменения частоты вращения (до 1:1000) [58, 92]. Напряжение на нагрузке при ШИМ [92] : где t=A"tj + Atrt - период несущей частоты, ДІ. И At " время включенного и выключенного состояния тиристора соответственного, Е.(о - напряжение источника питания. Если где ft - выходная частота, JH - глубина модуляции.
Использование АД в регулируемом электроприводе с наибольшим эффектом и с наименьшими затратами предполагает применение оптимальных законов управления входными параметрами его питания (чаще всего напряжения и частоты или тока, магнитного потока и скольжения). Выведенный впервые Костенко М.П. закон управления АД при питании переменной частотой получил широкое развитие в работах Булгакова А.А., Сандлера А.С, Сарбатова Р.С, Петрова Ю.П., Эфендизаде А.А, и др. [29-34, 56, 72-75, 77-82, 84, 85, 88, 91, 9б]. В зависимости от технологических требований реализуемой системы привода оптимизация законов управления АД проводится по следующим критериям качества [29, 49, 73, 74, 77, 80, 88, 91, IOl]: - минимальные потери, - минимальный ток статора, - минимальная мощность преобразователя, - максимальный коэффициент мощности, - максимальное быстродействие при изменении частоты вращения, - максимальная мощность на валу.
В [29] получено выражение для значения $ , функционально характеризующее частоту питания, напряжение и момент нагрузки АД, при котором потери минимальны: ? г2 \ V r. tr,(Ot,) В [32J для идеализированной кривой намагничивания, без учета высших гармоник магнитного потока и электромагнитных явлений, при постоянных активном сопротивлении и индуктивности ротора получен закон оптимального управления АД при постоянстве магнитного потока с изменением частоты тока ротора по закону: где ио -—— - относительная частота тока ротора; - постоянные: С - — - относительное время.
Уточнение этого закона с учетом реальной кривой намагничивания, т.е. насыщения стали, проведено в [зз]. Здесь показано, что оптимальные по минимуму полные потери в двигателе будут при равенстве абсолютных значений производных по потоку от потерь на возбуж дение и переменных, т.е.
Определение аналитической зависимости мевду частотой пульсирующей составляющей и парамет рами системы
При выводе аналитической зависимости будем использовать следующие параметры: активное сопротивление и индуктивность фазы АД - Г ; L ; взаимную индуктивность между обмотками статора -М ; активное сопротивление и индуктивность ограничивающих катушек в цепи ключей инвертора Ги , L .
Введем заданные условия и допущения: а) параметры схемы замещения фаз АД симметричны и не зависят от углового положения ротора; б) параметры ключей инвертора одинаковы; в) пульсациями напряжения на выходе выпрямителя пренебрегаем; г) падение напряжения на силовых ключах не учитываем (в рас сматриваемой схеме применены транзисторы KT8I2A - 5 штук в ключе по схеме Дерлингтона, падение напряжения при ма симальном токе около 1% [124] ); д) для соблюдения 1-го закона коммутации примем величину тока в межкоммутационный промежуток постоянной; е) межкоммутационную паузу не учитываем; ж) скорость протекания процесса коммутации прямо пропорцио нальна величине приложенного к фазе напряжения; з) из-за большой разницы частот основной и пульсирующей составляющих примем частоту основной составляющей равной нулю.
Последнее допущение в значительной мере облегчит в дальнейшем определение пределов интегрирования при вычислении временных участков периода пульсирующей составляющей.
Для вывода аналитического выражения частоты пульсирующей составляющей тока воспользуемся дифференциальными уравнениями Кирхгофа [89, 127, 128 J, составленными для контура коммутации на каждом этапе в пределах периода пульсирующей составляющей тока с решением их относительно времени каждого этапа для одной из фаз АД.
Для рассматриваемого в этом параграфе случая на рис.2.7 приведены расчетные схемы контуров коммутации на разных временных этапах. В целях простоты и наглядности составления и решения систем дифференциальных уравнений относительно искомой функции (продолжительности переходного процесса каждого этапа) одной из фаз АД, например, фазы А, на рисунке изображены схемы всех шести этапов коммутации.
Составление дифференциальных уравнений начнем с момента времени, когда ток в фазе А начал возрастать с нуля до значения, определяемого длительностью этапа 0 1Ї /3 и параметрами контура коммутации, что соответствует включенным транзисторным ключам Kg,
Введем обозначения: в звезду Цдд - мгновенное значение напряжения на фазе АД. Уравнения первого этапа коммутации, составленные по первому и второму закону Кирхгофа для схемы рис.2.7,а запишутся: Ha втором этапе (включенное состояние ключей Kg; К3; К5) в угловом ТҐ ЛТ интервале -f — скорость протекания процесса изменения тока о 3 в фазе А двигателя больше, чем на первом этапе вследствие того, что последняя оказывается под большим напряжением. Уравнения второго этапа (схема рис.2.7,б)
Аналогично, для 3, 4, 5, 6 этапов по схемам рис.2.7,в; г; д; е соответственно,уравнения запишутся: На первой стадии решим системы уравнений 2.1-2.6 для фазы А двигателя относительно at . Получим два решения Общее решение (2.7) для нахождения временных отрезков на этапах I; 3; 4; 6 верхний предел
Для упрощения определения пределов интегрирования на границах этапов примем, что процесс нарастания тока ввиду разной величішн приложенного к фазе напряжения на этапах 2 и 5 протекает в два раза быстрее, чем на этапах I; 3; 4; 6. На основании этого (2.9) и (2.10) можно решить окончательно в виде: шестой этап
Вычисления по формулам (2.ІІ-2.І6) при реальных параметрах применительно к разработанному двигателю 4ABX2IH00L4 показали, что продолжительность этапов коммутации различается всего на 1,8 2,5$ с наибольшим приближением к среднему по выражению (2.12). Следовательно общее время периода пульсирующей составляющей будет
Влияние пульсирующей составляющей тока статора на структуру общих потерь
При практической реализации комплектных приводов с ЧТУ частоту переключения силовых ключей выбирают такой, чтобы частота пульсирующей составляющей тока статора была порядка 500 3000 Гц. Это обстоятельство подтверждено расчетами по полученным в данной работе формулам (2.19) и (2.24), а также осциллограммами рис.2.3.
Из теории в области добавочных потерь [114, 125] известно, что для учета влияния высших гармоник на общую структуру потерь в АД вполне приемлем метод суперпозиции. Поэтому при дальнейшем рассмотрении составляющих потерь будем исходить из положения, что двигатель питается током с частотой и амплитудой пульсирующей составляющей. Поскольку порядок временной гармоники, которую представляет из себя пульсирующая составляющая,довольно высок, то ротор АД находится по отношению поля последней практически в режиме короткого замыкания (особенно в зоне рабочих частот вращения). Это дает основание предполагать, что поток от намагничивающей силы пульсирующей составляющей тока, в результате демпфирующего эффекта реакции клетки ротора, не проникает в магнитную цепь вторичной цепи [129, 130].
Для проверки принятого предположения был произведен эксперимент на физической модели рис.3.2, первичный контур которой включался в рассечку цепи питания АД от системы ЧТУ, а в пазах вторичного контура имелось короткозамкнутое кольцо физически аналогичное элементу короткозамкнутой клетки ротора.
При анализе осциллограмм тока в цепи питание АД и ЭДС в измерительной катушке вокруг основания зубца вторичного контура рис.3.3. видно, что короткозамкнутая клетка ротора практически полностью демпфирует поток пульсирующей составляющей тока статора в зубцах вторичной цепи.
Таким образом составляющие рассматриваемых потерь достаточно учитывать на следующих участках активных частей АД: потери в меди обмотки статора и клетке ротора, а также в стали зубцов и спинке статора.
Потери в меди обмотки статора при наличии временных гармоник в кривой тока статора определяются в общем случае по формуле [l90 где (L. - потери в меди обмотки от первой гармоники; У = L - отношение тока jL -той гармоники к току первой гармоники; №р«г WDII коэффициенты вытеснения для первой и -той гармоники соответственно. В нашем случае под знаком суммы в выражении (3.13) следует понимать гармонику с частотой пульсирующей составляющей тока статора и относительной амплитудой V,.=ДІ и соответствующим этой частоте коэффициентом вытеснения R .То есть общие потери в меди обмотки статора запишутся формулой
Подсчет вытеснения тока от пульсирующей составляющей при всыпной обмотке статора Здесь d-cu " диаметр голого провода, мм; QfU - суммарная площадь меди в пазу, мьг; 6 - ширина верха паза статора, мм; Принимая во внимание условие необходимости расчета коэффициента вытеснение при dfUh 18000, учет проводим только для пульсирующей составляющей тока. В табл.3.4 приведены расчетные значения, а на рис.3.4 графические зависимости коэффициента вытеснение для обмоток рассматриваемых АД при различных значениях частоты переключения инвертора.
Из данных табл.3.4 и рис.3.4 можно сделать вывод о том, что коэффициент вытеснения для двигателей старших габаритов имеет довольно высокое значение и может привести к увеличению активного сопротивления фазы обмотки статора для пульсирующей составляющей в несколько раз. С учетом (3.14) аналитическая зависимость (3.6), определяющая потери в меди обмотки статора при регулировании запишется
Выражение (3.16) записано при условии, что частота и амплитуда пульсирующей составляющей не зависят от частоты гладкой составляющей тока, т.е. коэффициент увеличения потерь в меди обмотки статора остается постоянным во всем диапазоне регулирования АД. Обозначив \ + ь[ R = ИСиі - коэффициент увеличения потерь в меди и, подставив в него максимальные значения J =0,3 и ( =2,1, получим максимально возможный коэффициент увеличения потерь в меди для рассматриваемого участка двигателей U =1,2.
Допущения и особенности методики расчета, обусловленные системой ЧТУ
В качестве подпрограммы электромагнитного расчета использована методика поверочного расчета ВНИИЭМ с некоторыми изменениями, приемлемыми для рассматриваемого случая [і26, ІЗі] . Так расчетный ток ротора в режиме максимального момента с учетом насыщения при (X = 1 принимался предварительно равным которая при решении четвертого квадратного уравнения относительно 7 и отбрасывании отрицательного корня примет вид
р И Z - параметры схемы замещения без учета насыщения; R», М Z1 параметры схемы замещения с учетом насыщения; pi - активное сопротивление фазы статора. По наиденному значению RM определялся максимальный момент в Ваттах и кратность его по отношению к номинальному через номинальную мощность Кроме того, из блока электромагнитного расчета исключен режим пускового момента, как не имеющий смысла при частотно-токовом управлении.
Корректность принятых изменений проверена путем сравнения основных расчетных параметров, полученных по предлагаемой методике в режиме поверочного расчета (при отключенных лимитерах - Км и Э05 ср ) и методике поверочного расчета ВНИЙЭМ, применяющейся в настоящее время. Сравнение показывает, что поле отклонения крат ности максимального момента, рассчитанной по указанным вариантам, не превышает 2$,
Расчет тепловых проводимостей проводится по методике поискового расчета ВНИИЭМ, переработанной для случая естественного охлаждения. Определение превышения температуры обмотки статора производится решением системы алгебраических уравнений (3.33), имеющей в развернутом виде форму (4.4).
Как было показано в главе 2, ток фазы АД при питании его от преобразователя по принципу ЧТУ кроме основной (гладкой) составляющей содержит пульсирующую составляющую, которая в диапазоне регулирования может значительно повлиять на суммарные потери и, как следствие этого, на величину допустимого момента нагрузки, определяемого выражением (3.46).
Разработанная методика позволяет произвести количественную оценку степени этого влияния в режиме питания от преобразователя при различных заданных значениях параметров пульсирующей составляющей, то есть ее амплитуды и частоты ііульсаций. Эти два параметра фушщионально связаны через параметры схемы замещения АД и силовой части преобразователя, что ограничивает в некоторой степени свободу задания в исходных данных одного из параметров при варьировании другого. данные рис.4.2, рассчитанные по разработанной методике для различных значений частоты пульсирующей составляющей и ее амплитуды в интервале 0,5 кГц {пе = 3 к15а- и ОД ДІ 0,4 соответственно, дают возможность оценить влияние особенностей формирования тока статора АД в системе ЧТУ" на потери в меди обмоток статора и ротора. Из рисунка видно, что наиболее чувствительны с точки зрения градиента увеличения потерь в меди к параметрам пульсирующей составляющей являются двигатели старших габаритов. Это обусловлено случаем наибольшего проявления обоих параметров, как амплитуды, так и частоты пульсаций (см.табл.3.4 и рис.3.4 глава 3). Причем частота пульсирующей составляющей в рассматриваемом интервале варьирования 0,5 кГц fnC 0,3 кГц проявляется в изменении потерь в меди гораздо слабее, чем ее амплитуда. Аналогичная зависимость суммарных потерь в АД от параметров пульсирующей составляющей показана на рис.4.3.
Анализ рис.4.2 и 4.3 показывает, что наибольшее увеличение потерь в меди от наличия в кривой тока АД пульсирующей составляющей s 3 кГц и АІ = 0,3 соответствует 20$, а общих потерь 15$ для двигателей старших габаритов (габарита 132 мм). Для продолжения анализа влияния пульсирующей составляющей на функцию цели - допустимый момент нагрузки - приведены рис.4.4 и 4.5 с изображением графических зависимостей [Р] =VAI) И[М]= і (АІ) причем допустимый момент определялся как интегральная площадь, ограниченная кривой, характеризующей его в диапазоне0 & Н . Зависимость допустимой мощности от ЛІ на рис.4.4 показана с целью еще одного доказательства справедливости экстраполяции влияния на АД при 0ts\ на весь диапазон регулирования
Из графиков видно, что дополнительные потери от пульсирующей составляющей тока статора снижают мощность допустимой нагрузки на валу АД при (X = І в среднем на 5$ по сравнению с питанием от промышленной сети при одинаковом основном потоке. Допустимый же момент во всем диапазоне регулирования определяемый выражением (3.46) для оптимального режима управления снижается на 5,4$, т.е. практически на ту же величину что и допустимая мощность [PJ
Для уменьшения влияния пульсирующей составляющей при зафиксированных характеризующих ее параметрах (ДІ и _. ) на потери в меди и допустимый момент в диапазоне регулирования наиболее приемлемы для практической реализации два пути: намотка катушечных групп обмотки статора ДЦ в несколько параллельных проводов и изменение геометрии паза листа статора. Этот вывод вытекает из анализа выражения (3.15) для подсчета коэффициента вытеснения тока от пульсирующей составляющей.
