Содержание к диссертации
Введение
1. Расчетная модель моментного двигателя 9
1.1. Базовая модель моментного двигателя 9
1.1.1 Схема замещения магнитной цепи 11
1.1.2 Магнитные проводимости воздушного зазора под полюсами статора 19
1.1.3 Основные технические характеристики моментного двигателя 21
1.1.3.1 Определение пускового момента при ненасыщенной магнитной системе двигателя 21
1.1.3.2 Определение пускового момента с учетом насыщения зубцовой зоны двигателя 22
1.1.4 Определение индуктивностеи и электромагнитной постоян- ной времени фазных обмоток моментного двигателя 26
1.1.5 Механическая характеристика моментного двигателя 30
1.1.6 Пульсирующие моменты моментного двигателя 35
1.2 Тепловая модель моментного двигателя 38
1.2.1 Общие положения 38
1.2.2 Метод тепловых схем замещения 40
1.2.2.1 Схема тепловых потоков и схема замещения теплового равновесия 40
1.2.2.2 Определение температуры на участках схемы замещения 42
1.2.2.3 Определение перепада температуры в пазу 46
1.2.2.4 Определение параметров моментного двигателя при переходных процессах 52
1.2.3 Метод численного моделирования 58
1.2.4 Результаты тепловых расчетов и экспериментов 61
1.3 Механический расчет 63
1.3.1 Общие положения 64
1.3.2 Расчет прочности закрепления постоянных магнитов на ро- торе 65
1.3.3 Проверка механической прочности втулки ротора 67
1.3.4 Проверка механической прочности ротора при осевых нагрузках 70
1.3.5 Проверка механической прочности ротора при заклинивании вала во время вращения 71
1.3.6 Методика механического расчета 72
2 Основы проектирования моментного двигателя 76
2.1 Выбор числа зубцов на полюсах статора и роторе 76
2.2 Определение магнитной индукции в воздушном зазоре 78
2.3 Определение геометрических параметров листа магнитопровода статора 83
2.3.1 Определение геометрии листа статора при заданном наружном диаметре 84
2.3.2 Определение геометрии листа статора при заданных наружном и внутреннем диаметре 85
2.4 Методика проектирования моментного двигателя 87
3 Исследование влияния технологических факторов на пусковые моменты и их пульсации 93
3.1 Влияние магнитных свойств используемых материалов 93
3.2 Влияние геометрии зубцовой зоны ротора 96
4 Анализ и сравнение расчетных и экспериментальных результатов ... 101
4.1 Расчеты моментных двигателей 101
4.2 Сравнение расчетных и экспериментальных результатов 111
Заключение 117
Библиографический список 119
Приложение 1 125
- Тепловая модель моментного двигателя
- Определение магнитной индукции в воздушном зазоре
- Влияние геометрии зубцовой зоны ротора
- Сравнение расчетных и экспериментальных результатов
Введение к работе
Современное состояние силовой электроники и электромашиностроения предоставляет большие возможности для создания регулируемых электроприводов различной степени сложности [1,2, 17, 22, 56].
Очень часто, к электроприводам, которые используются в системах ориентации, наведения и слежения предъявляется требование получения низкой скорости вращения. Традиционно задача получения низких скоростей вращения решалась за счет применения высокоскоростного исполнительного двигателя и понижающей механической передачи. Такой подход, несмотря на ряд достоинств - большой удельный момент, высокие энергетические показатели, имеет недостатки, существенно ограничивающие качественные характеристики привода [53]. Так, по данным [53] погрешность передаточного отношения прямозубых червячных передач достигает 30%, собственная динамика систем с механическими передачами низкая, поскольку развиваемое ускорение обратно пропорционально передаточному отношению. Так же, к недостаткам приводов с понижающей механической передачей можно отнести: сложность монтажа, связанную с необходимостью точной центровки валов, от которой зависят вибрация, шум и срок службы; необходимость регулярной остановки привода для осуществления смазки редуктора; относительно низкий срок службы [34].
Указанных недостатков не имеют электроприводы, построенные на основе низкоскоростных электродвигателей работающих с амплитудной модуляцией магнитного потока [2, 11, 15, 29, 34, 40-42, 46, 48, 49]. В этих двигателях, обладающих двухсторонней зубчатостью, частота вращения ротора определяется числом зубцов ротора:
со2 =U)JZ2 ,
где w2 и оз і - частота вращения ротора и поля статора; Z2 - число зубцов ротора.
Эти электродвигатели получили название двигателей с электромагнитной редукцией. Двигатели могут иметь корпусную и бескорпусную конструкцию. Использование в составе электропривода исполнительных двигателей, датчиков угла и скорости без собственных подшипников (встраиваемой конструкции) является перспективным техническим решением задачи создания высокоточных и динамичных следящих приводов. Это объясняется, во-первых, тем, что встраиваемые в объект управления электрические машины, имеют, как правило, малую осевую длину, что позволяет увеличить жесткость кинематической цепи исполнительный двигатель - объект управления. Во-вторых, крепление статоров и роторов, встраиваемых в объект управления электрических машин, осуществляется без соединительных муфт, что в принципе исключает люфты в силовых и измерительных цепях следящего привода.
Появление двигателей с электромагнитной редукцией относится к 30-м годам 20 столетия и обязано изобретению Чеббса и Уотса [34].
В настоящее время широкое применение в автоматических системах управления различных приборов и устройств ориентации, слежения и наведения получили безредукторные следящие системы (БСС), построенные на основе низкоскоростного моментного управляемого электропривода, что позволяет существенно повысить их точностные и динамические характеристики, а также срок службы и надежность по сравнению с редукторными электроприводами. Одним из основных элементов в моментном электроприводе является моментный двигатель, характеристики которого непосредственно влияют на качество работы БСС и определяют параметры работы приборов и устройств в целом [2, 3, 11, 13, 15, 17, 20, 24, 25, 27, 29, 49-52]. К таким характеристикам относятся вращающий момент, пульсации момента, частота вращения ротора, потребляемая электрическая мощность, электромагнитная постоянная времени, тепловыделение.
Перспективу расширения использования в БСС судовых приборов и устройств в настоящее время имеет моментный электропривод, реализуемый на основе бесконтактных индукторных моментных двигателей с электромагнитной редукцией частоты вращения ротора и возбуждением от высококоэрцитивных постоянных магнитов (БМД). Эффективность моментного привода определяется уровнем достигнутых пусковых и вращающих моментов в требуемом массогабаритном объёме БМД при минимизации подводимой к нему электрической мощности и соответственно тепловыделения с одновременным обеспечением заданных рабочих частот вращения ротора и выполнением малого значения электромагнитной постоянной времени. При этом достижение оптимального соотношения указанных характеристик БМД должно сочетаться с требуемым сроком его службы.
На рубеже 1980 - 1990-х годов бурное развитие электронных коммутаторов (контроллеров), используемых для управления низкоскоростными вентильными двигателями создало условия для широкого развития низкоскоростных вентильных двигателей различных по принципиально-конструктивному и технологическому построению [3, 11, 13, 25, 35, 42, 50, 54, 55, 60].
В отечественном приборостроении для большинства вариантов БСС унифицировать низкоскоростные вентильные двигатели явилась разработка и постановка на производство двигателя типа ДБМ [2, 3, 4, 11]. В ряду ДБМ имеются различные модификации по количеству и числу обмоток, что в зависимости от схемы управления (подключение обмоток к контроллеру) обеспечивает большую гибкость в формировании управляемого электропривода. Имеются модификации ДБМ с зубчатыми и с беспазовыми статорами. На поверхности роторов устанавливаются высококоэрцитивные постоянные магниты. К достоинствам ДБМ следует отнести возможность многократной фор-сировки электромагнитного момента и малые значения электромагнитной постоянной времени. Основным недостатком двигателей типа ДБМ является большая потребляемая электрическая мощность на единицу развиваемого вращающего момента в данном массогабаритном объеме. Следует отметить, что подобное принципиально-конструктивное построение двигателей широко используется и в ведущих зарубежных компаниях [61-63].
Попыткой создания более эффективных низкоскоростных вентильных двигателей было использование двигателей с эффектом электромагнитной редукции. Таким двигателем явился моментный двигатель типа БМДР [11, 41], который был реализован в ряде модификаций. Принципиальное и конструктивное построение БМДР являлось своего рода антиподом ДБМ в части значительно меньших затрат электрической мощности на единицу вращающего момента, но при этом не удалось получить его высокого значения в сопоставимом массогабаритном объеме, что снижает преимущества БМДР перед ДБМ особенно при их применении в малогабаритных приборах. Удалось реализовать только очень низкие частоты вращения ротора БМДР из-за необходимости получения высоких значений коэффициента электромагнитной редукции частоты вращения ротора, равных 64, 77, 79, 180 для достижения высоких значений вращающего момента. Последнее существенно сузило динамические возможности приборов и устройств, при применении БМДР.
Однако наличие явных преимуществ БМДР, а именно: низкое энергопотребление и соответственно тепловыделение на единицу вращающего момента; на порядок меньший объем используемых ВПМ, чем в ДБМ, и реализация малогабаритных контроллеров для управления БМДР - позволили в ряде приборов достичь высоких тактико-технических характеристик.
Дальнейшее развитие низкоскоростных вентильных двигателей получило в разработке двигателей типа МД. В качестве базового построения была принята схема МД с радиально-аксиальным распределением магнитного потока [40, 42, 46, 48, 49]. Такое выполнение МД позволило получить в сопоставимых массогабаритных объемах рабочие вращающие моменты, превосходящие имеющиеся в ДБМ, при более низком энергопотреблении, свойственном БМДР. При этом МД обеспечивают значительно больший диапазон рабочих частот вращения ротора, чем в БМДР, но гораздо меньший, чем в ДБМ, и 1,5-2-кратную форсировку по моменту по аналогии с ДБМ.
Двигатели, имеющие сходное конструктивное исполнение с МД, но в двухфазном варианте выпускались фирмой Compumotor (США) [И].
Однако рабочие процессы в БМД изучены недостаточно полно и требуются уточнения его физической и математической моделей, разработки методик расчета и выработки рекомендаций по проектированию. Поэтому весьма актуальной является задача проведения исследований и совершенствования конструкций БМД в направлении повышения их функциональных и энергетических характеристик и их взаимосвязанной оптимизации для высокоточных и долговечных судовых автоматических устройств.
Целью_работы являются теоретические и экспериментальные исследования, направленные на разработку уточненных физической и математической моделей БМД, методик его расчета, выработку рекомендаций по проектированию и наиболее рациональному конструктивно-технологическому построению, обеспечивающих повышение функциональных (пусковой момент, частота вращения), энергетических (потребляемая электрическая мощность, тепловыделение) и эксплуатационных (механическая прочность конструктивных элементов) показателей БМД.
На защиту выносятся следующие положения:
1. Уточненная схема замещения магнитной цепи БМД, более полно учитывающие влияние магнитных потоков рассеяния.
2. Аналитические зависимости, определяющие влияние отклонения угла разворота магнитопроводов ротора от расчетного на пусковой момент.
3. Методика определения электромагнитных нагрузок при расчете пусковой характеристики БМД, позволяющая существенно снизить потребляемую мощность при незначительном снижении пускового момента.
4. Аналитические выражения по расчету температуры в пазу статора БМД по слоям обмотки и рекомендации по выбору числа проводников в пазу при проведении теплового расчета.
Тепловая модель моментного двигателя
Электромеханическое преобразование энергии в электрических машинах сопровождается преобразованием электрической или механической энергии в тепло. Тепло, выделяемое при работе машины, нагревает отдельные части электрической машины, повышая их температуру. Чрезмерное повышение температуры может вызвать в электрических машинах снижение электрической и механической прочности изоляции обмоток и пазовой изоляции, что может привести к разрушению изоляционного покрытия, также значительная температура отрицательно сказывается на работе подшипниковых узлов (выгорание смазки и как следствие заклинивание подшипников), что приводит к выходу из строя электрической машины. Чтобы предотвратить подобные ситуации необходим правильный выбор изоляционных материалов и подшипниковых узлов, что возможно только при достаточно точном определение рабочих температур машины в результате расчета [5, 12, 26, 31, 33, 43, 44, 45]. Допустимая предельная рабочая температура электрической машины в основном определяется классом нагревостойкости изоляции.
В тепловом расчете электрической машины ставится задача определить превышение температуры различных частей машины над температурой окружающей среды. В соответствие с режимами работы машин различают: - расчет установившегося теплового режима, имеющего место при продолжительной работе машины, когда дальнейшего повышения температуры не происходит; - расчет неустановившихся тепловых режимов, соответствующих кратковременным режимам работы машин. Учитывая условия эксплуатации двигателей данного типа, расчеты проводятся для установившегося теплового режима. Теплообмен в электрических машинах происходит путем теплопроводности, конвективного теплообмена и излучения. [19]. 1. Под теплопроводностью понимается характеристика способности вещества проводить тепло. Она определяется физическим свойством вещест ва и зависит от его состава, температуры и давления (для газообразных ве ществ). Количество тепла, передаваемое за единицу времени через произ вольную изотермическую поверхность, прямо пропорционально температур ному градиенту в направлении теплового потока. Уравнение для определения плотности теплового потока имеет следующий вид: q = -AgradT, q = Q/S, где Q - количество тепла передаваемого за единицу времени; S - площадь поверхности через которую осуществляется передача тепла; А, - теплопроводность материала тела. 2. Под конвективным путем передачи тепла понимается теплообмен ме жду поверхностью твердого тела и жидкой (газообразной) средой. Он описы вается следующим выражением: q = Q/S = a(Tn0) = aAT, где а - коэффициент теплоотдачи поверхности; Тп - температура поверхности; Т0 - температура окружающей среды. 3. Под теплообменом путем излучения понимается количество теплоты, излучаемое с единицы поверхности тела за единицу времени. Выражение для определения количества теплоты, передаваемой излучением, приведено ни же: =/7-М 4 "О , где к5в - константа Стефана-Больцмана, ksb=5,7-10"8 Вт/(С4-м2); Р - коэффициент поглощения поверхности. Рассмотрим два метода определения температуры в элементах конструкции двигателя: с помощью тепловых схем замещения и методом численного моделирования. Первый рассматриваемый метод - аналитический, с помощью тепловых схем замещения [31]. Метод тепловых схем замещения, использующих понятия тепловых сопротивлений и рассчитываемых по правилам для электрических цепей, получил при проектировании электрических машин широкое распространение. Применение тепловых схем замещения дает возможность определять средние температуры частей электрической машины, принимаемых за однородные тела. 1.2.2.2 Схема тепловых потоков и схема замещения теплового равновесия При проведении теплового расчета составляется тепловая схема замещения, в которой статор с обмоткой принимается за однородное тело с температурой Тс и потерями в меди и в стали соответственно Рси и Рст. [16, 45]. На основании решения уравнений тепловой схемы замещения определяется температура Тс. На последнем этапе теплового расчета решается уравнение, позволяющее определить распределение температуры внутри паза, и находится температура проводников в центре паза. На рис. 1.18 приведен эскиз продольного разреза БМД со схемой тепловых потоков [43-46]. По этой схеме составляется схема теплового равновесия БМД, рис. 1.19. Обозначения, приведенные нарис. 1.18 и 1.19: Тс, Тк - температуры пакета статора и части корпуса, примыкающей к пакету статора; Тщ, Тв - температуры подшипниковых щитов и вала; RA, Rk, Ri«m Rs - тепловые сопротивления зазора между статором и корпусом, средней части корпуса, между корпусом и щитом и воздушного зазора; Rp, Кящ, RBUl - тепловые сопротивления магнитопровода ротора, между лобовыми частями и щитами, между средней частью вала и щитами; RK0 Дщ0 Дво - тепловые сопротивления корпуса, щита и вала; тепловые потоки. Зная коэффициенты теплопроводности материалов и геометрические размеры основных частей двигателя, определяются их тепловые сопротивления. Затем определяются тепловые проводимости между отдельными частями двигателя и проводимости теплоотдачи корпуса, вала и подшипниковых щитов. По схеме замещения теплового равновесия составляются уравнения теплового равновесия для узлов и участков:
Определение магнитной индукции в воздушном зазоре
Магнитная индукция в воздушном зазоре для любой электрической машины является важнейшей величиной, определяющей ее характеристики [6. 8, 14]. Для двигателей типа МД ее значение зависит от различных факторов: постоянного магнита, воздушного зазора, параметров зубцовой зоны, допустимой индукции в зубцах (т.е. магнитных свойств материала). Из выражения для магнитного потока (1-У) части полюса Ф\ (1.9) для ненасыщенной машины имеем: (ф ЛХ (Ф, \ фк —+0-v)W - =\-L+(\-v)x0wkik \ + - -cos(Z2a-ak) р j К {. Р Рассмотрим пусковой режим работы БМД, тогда при токе h - К sin(Z2a-ak) выражение для магнитного потока следующее: Ф Ф А 1 (\-vW 1 Фк=-± + -±-±сов(22а-ак)-Л0(\-у)ІГкІт5т(г2а-ак)- л к т sm2(Z2a-ak) р р К 2 (2.3) Как видно из выражения (2.3) магнитный поток k-того полюса состоит из четырех составляющих: - Ф7/р- постоянная составляющая, не зависит от углового положения ротора; Ф х - J cos(Z2a-ak)- переменная составляющая магнитного потока по- р К стоянного магнита, обусловленная зубчатостью ротора и статора; - (\-v)A0WkImsm{Z2a-ak)- переменная составляющая магнитного потока, создаваемая током в обмотке; от изменения магнитной проводимости и тока обмотки; она имеет двойную периодичность по отношению к первым двум переменным составляющим магнитного потока и в образовании постоянной составляющей момента не участвует (ее потокосцепление с обмоткой статора при учете обеих половин ротора = 0). В дальнейшем ее учитывать не будем. Индукцию магнитного поля в зазоре под k-тым полюсом находим по формуле от потока постоянного магнита. Подставляя выражение (2.3) в (2.4) получим: где Кі - отношение амплитуд переменных составляющих индукции (магнитного потока), создаваемых токами в фазах и постоянным магнитом. Выражение для магнитной индукции в воздушном зазоре В5 (2.6) запишем в виде: Вв = В5= + Bs= (l + Kf)cos(Z2a ak+y), (2.8) где tgy = Кх. Максимальное значение магнитной индукции в воздушном зазоре при cos(Z2« - ak + у) = 1 составит: /t0 Величина Bsm в ненасыщенной машине определяется по допустимой индукции в зубцах статора (BZms4,8 Тл). При KZi=0,4 имеем следующее соотношение В = KzxBZm «0,72Тл. Отсюда Bs= = —-г - . (2.9) 1 + iL Ef) л0 Рассмотрим зависимость пускового момента Мп и пусковой мощности Рп от Ki при заданных максимальной индукции в воздушном зазоре Bsm и внутренней геометрии магнитопровода двигателя. Мп =Oj Z2WkIm =(\-v)annDlpBs__ Z2WkIm. (2.10) Подставляя сюда WJm из (2.7) и Вг= из (2.9) получим следующее выражение для пускового момента: МП=А , Пусковая мощность Рп=\іІгФ=\{ІтКкУрг«, (2.13) где г0 =р—-—, р - удельное электрическое сопротивление провода об- SkK3n мотки; lw - средняя длина витка фазы обмотки; S - площадь сечения катушки обмотки; Кзп - коэффициент заполнения паза статора медью обмотки. Подставляя в (2.13) WkIm из (2.7), получим следующее выражение для потребляемой электрической мощности: 81 -ї f д. KxannDlpBs= -л0 Л0р РГ0- Заменяя Bg= из (2.9) получим: РП=В № , (2.14) (И-//1Л/1+ )2 2 it р dm J -2 Л0р В качестве одного из основных критериев эффективности рассматриваемого типа БМД принимается коэффициент Kq = .—п— [6, 26], где Одв- масса двигателя. Согласно выражениям (2.11) и (2.14) Kq пропорционален Мп _ А _ Это означает, что с уменьшением Ki коэффициент Kq Л/ЛГ yfs 1+ JUT растет. Оценка зависимости пускового момента Мп от Ki показывает следующее. Из выражения (2.11) следует, что функция Mn=f(Kl) при В = const и цх = Л,/Л0 = const имеет максимум. Значение Kim, при котором Мп=Мптах, определяется из условия dMn/dKx = 0 по выражению (2.11). Тогда получим сле- дующее выражение: \ + К]т = цх{К\т -1), отсюда найдем величину Мп/Мптах, Рп/РПтах в функции Ki для вариантов /Хі=0,3, Ді=0,4, Ді=0,5 принимая Bsm=const и V=const (соответственно Мп/Мптах0,з И Pn/Pnmax0,3, Мп/Мптах0 4 И Рп/РПтахО,4 Мп/Мптах0)5 И Рп/РПтахО,5). Рис.2.1 Зависимости Mn/Mnmax,Pn/Pnmax от К, при ,=0,3, д,=0,4, ,=0,5.
Из рис.2.1 следует, что для варианта ,=0,5 при уменьшении К от Km=2,55 до 1,5 уменьшение пускового момента не превышает 10%, в то время пусковая мощность падает на 40%, поэтому для повышения эффективности БМД по Kq можно принять К,опт=0,6-Кіт. Аналогично для /1,-0,4 К,опт=0,57-К,т и для Ді=0,3 К,ОГТТ=0,53-К,т соотношения будут и при других значениях Д. Тогда постоянная составляющая индукции в воздушном зазоре (2.9) можно оценить по формуле:
Выражение (2.16) позволяет определить величину постоянной составляющей магнитной индукции в воздушном зазоре при выборе нового значения К,олт отличного от К,тах и соответственно определить уточненную величину пускового момента БМД по выражению (2.10). Анализ выражений для пускового момента (2.11) и коэффициента К,т (2.15), а также анализ графиков зависимостей Мп/Мптах (см.рис.2.1) показы
Влияние геометрии зубцовой зоны ротора
Рассмотрим случай, когда магнитопроводы ротора развернуты относительно друг друга на угол, отличающийся от 180 электрических градусов на величину (3. Тогда выражения (1.3) магнитных проводимостей для правой и левой половины машины, с учетом того, что угол смещения между магнито-проводами Z2a =Z2a /3, где j3 = Z2Ay- некоторый угол, характеризующий точность установки магнитопроводов Ау, будут определяться по следующим формулам:
Определим величину суммарного магнитного потока от постоянного магнита из выражения: Запишем выражение для ЭДС катушки k-того полюса:
В пусковом режиме ток находится в противофазе с ЭДС, создаваемой постоянными магнитами: ik =-Im sm(Z2a-ak -/3/2). Пусковой момент двигателя найдем из следующего выражения:
Таким образом, при увеличении угла смещения /3 магнитопроводов ротора относительно друг друга, происходит уменьшении пускового момента.
Оценим допустимую величину угла Ау, определяющую точность установки магнитопроводов ротора на втулку.
Уменьшение пускового момента составит: AM = Мп - М п, где Мп - пусковой момент двигателя при /3=0. Тогда угол Ay , определяющий допустимую точность установки магнитопроводов роторов на втулку будет равен: 1 1
Оценим допустимую величину угла Ау, задавшись допустимыми потерями пускового момента в пределах ет= 5%. Рассмотрим моментный двигатель МД117, его коэффициент электромагнитной редукции Z2=64. Ау = —V2 05 = 01 РаД или Ау = 0,01 57,3 = 0,56 град. То есть, при развороте магнитопроводов ротора при установке их на втулку на угол 0,56 град относительно расчетного, приведет к 5% снижению величины пускового момента.
Еще одним отрицательным моментом, проявляющимся при наличии угла (3, будут пульсации пускового момента [36, 53]. Причиной этого будет появившаяся зависимость индуктивности катушки полюса от угла поворота ротора а
Пульсирующий момент изменяется с трехкратной периодичностью от величины угла Z2OL Амплитуда пульсаций момента равна:
Относительная величина амплитуды, пульсирующего момента:
Оценим величину угла смещения магнитопроводов относительно друг друга для МД135, которая будет соответствовать пульсациям момента Таким образом, смещение магнитопроводов ротора на угол равный 0,32 градуса приведет к появлению пульсации равных 10% от величины пускового момента. 1. Показано на компьютерной модели, в программном комплексе ELCUT, влияние магнитной проводимости втулки ротора на величину и пути замыкания магнитного потока от постоянных магнитов. На примере показано, что для двигателя МД117, увеличение относительной магнитной проницаемости втулки с 1 до 16, уменьшает пусковой момент с 1,4 Н-м до 0,9 Н-м. Таким образом, в качестве материала втулки не рекомендуется использовать маломагнитные сплавы, следует применять немагнитные материалы и сплавы. 2. Получены аналитические зависимости, показывающие какое влияние оказывает на пусковой момент и его пульсации, отклонение угла разворота магнитопроводов ротора от расчетного. Показано, что если магнитопроводы развернуты относительно друг друга на угол отличающейся от 180 электрических градусов, то происходит уменьшение пускового момента и появление пульсаций пускового момента.
Исходя из тактико-технических требований на двигатели этого типа, пульсации пускового момента не должны быть более 10%, поэтому необходимо предъявлять жесткие требования к точности изготовления технологической оснастки, используемой при сборке роторов БМД, чтобы свести к минимуму пульсации момента связанные с установкой магнитопроводов ротора на втулку. Анализ и сравнение расчетных и экспериментальных результатов
Адекватность предлагаемой расчетной модели моментного двигателя была подтверждена испытаниями спроектированного и изготовленного во ФГУП ЦНИИ "Электроприбор" типоряда двигателей с наружными диаметрами от 50 до 500 мм и диапазоном вращающих моментов от 0,017 Н-м до 1000 Н-м. Далее будут приведены методики определения экспериментальных характеристик, полученные результаты и их сравнение с расчетными.
Сравнение расчетных и экспериментальных результатов
Ниже приводятся расчетные и экспериментальные характеристики для пусковых и механических характеристик БМД, а также сравнение их тепловых параметров. Рис.4.2 Внешний вид испытательного стенда.
Так как, моментные двигатели этого типа, в большинстве своем, имеют бесподшипниковую конструкцию, то есть, предназначены для непосредственного встраивания в конструкцию прибора, поэтому для определения их пусковых и механических характеристик двигатели закреплялись на испытательном стенде рис. 4.2, вал которого свободно вращается в двух шариковых подшипниках. Для определения пусковых характеристик использовался метод по ГОСТ РВ 51816.0-2001. Момент трения в подшипниках испытательного стенда составляет 0,005 Н-м. Сравнение расчетных и экспериментальных данных для механических и пусковых характеристик БМД МД71, МД117, МД135 и МД160 приведены на рис.4.3. а, б, в, г.
Анализ расчетных и экспериментально полученных результатов показывает высокую степень их сходимости. Расхождение при экспериментальном определение температур составляет ±5,5%. При сравнении расчетных и экспериментальных данных расхождение не превышает ±7%.
Адекватность предлагаемой расчетной модели подтверждают еще следующие аргументы. Для ненасыщенной магнитной цепи БМД, МДС, создаваемая токами в обмотках полюсов, между точками а и Ь, с и d (см. рис. 4.4), равны нулю. Действительно, из теоремы об узловых потенциалов при сим 2 f 2 метричной системе токов следует: Fab = ywk-ik-XkI Xk=Q при ik = -Im sin(Z2a - ак), Хк = Л0 + \ cos(Z2a - ак). Это означает, что отсутствует реакция якоря - влияние токов в трехфазной обмотке БМД на магнитный поток постоянных магнитов.
Согласно строки 16 таблицы 4.5, отклонения фактически полученных значений отношений СЕ/СМ ОТ расчетного 0,471 находится в пределах ±6,15%, что объясняется как неточностями в определении частот вращения холостого хода на различных образцах БМД, так и технологическими неточностями при изготовлении геометрии их воздушного зазора. Вместе с тем указанный результат показывает на отсутствие влияния магнитного потока обмотки БМД на магнитный поток возбуждения постоянных магнитов и подтверждает правильность приведенных схемы замещения магнитной цепи БМД и расчетной модели БМД. f В диссертационной работе получены следующие основные результаты: 1. Уточнены физическая и математическая модели БМД, более полно учтены магнитные потоки рассеяния, что позволило с большей точностью определять величину магнитного потока, участвующего в создании вращающего момента. 2. Предложена математическая модель БМД, которая позволяет выполнить расчет функциональных, энергетических и эксплуатационных характеристик БМД. Экспериментально, показано отсутствие "реакции якоря" при таком конструктивном построении двигателя. 3. Получены аналитические выражения, позволяющие учесть насыщение магнитной цепи БМД и определить влияние этого фактора на его пуско вой момент. 4. На основе математической модели предложена методика определе-ния электромагнитных нагрузок при расчете пусковой характеристики мо-ментного двигателя, которая позволяет существенно снизить потребляемую мощность при незначительном снижении пускового момента. При уменьшении пускового момента относительно максимально возможного на 10%, потребляемая электрическая мощность снижается на 40%. 5. Предложена методика по определению механической прочности конструкции БМД, учитывающая влияние различных внешних факторов, действующих на БМД в процессе эксплуатации. 6. На основе проведенных исследований по влиянию технологических факторов (наличия магнитной проницаемости у втулки ротора и отклонения угла разворота магнитопроводов ротора относительно расчетного), получены , аналитические выражения, определяющие снижение пусковых
