Синхронный ударный генератор для питания индуктивного накопителя Венюков Эдуард Игоревич

Содержание к диссертации

Введение

Глава I. Особенности работы ударного генератора на инду тивную нагрузку 13

1,1. Математические модели работы ударного генератора на нагрузку 13

1.1.1. Алгоритм расчета переходных процессов на ЦВМ , 13

1.1.2. Математическая модель исследования процесса накопления энергии в индуктивной нагрузке на АВМ 22

1,2, Параметры ударного.генератора и индуктивной нагрузки ' 26

1.2.1. Соотношение параметров 26

1.2.2. Продольное возбуждение и массив poToja 29

1.2.3. Массив ротора и демпферная обмотка 34

1.3. Исследование работы ударного генератора на индуктивную нагрузку 39

1.3.1. Влияние изменения частоты вращения ротора . 39

1.3.2. Влияние потока реакции якоря . 44

Глава II Форсировка возбуждения ударного генератора . 51

2.1. Системы питания обмоток возбуждения 51

2.2, Предварительная форсировка 53

2.3. Форсировка в процессе короткого замыкания . 61

2.4. Исследование работы ударного генератора с про дольно-поперечным возбуждением без форсировки напряжения возбуждения , 64

2.5, Продольно-поперечное возбуждение в многофазном ударном генераторе 73

Глава III. Емкостное подвозбувдение в ударном генераторе 80

3.1. Емкостное подвозбуждение со стороны статора 80 З.І.І. Схема самовозбуждащегося синхронного ударного генератора 80

3.1.2. Предварительное подвозбувдение ударного генератора по продольной оси 84

3.1.3. Подвозбувдение со стороны статора при одной обмотке возбуждения на роторе 85

3.2. Емкостное подвозбувдение со стороны ротора 87

3.2.1. Схема и алгоритм расчета переходных процессов 87

3.2.2. Физическая картина подвозбувдения. Анализ расчета 92

3.2.3. Экспериментальные исследования модельного ударного генератора 99

3.3. Ускоренная передача энергии в индуктивный накопитель 107

Глава ІV Ударный генератор в габаритах асинхронного двигателя АТД-2/800 118

4.1. Выбор варианта конструктивного исполнения ударного генератора 118

4.2. Математическая модель и результаты расчетов переходных процессов 125

4.3. Основные конструктивные особенности ударного генератора 134

4.4. Механический и тепловой расчеты 143

4.5. Система питания обмоток возбуждения 149

4.6. Силовая схема включения ударного генератора на индуктивную нагрузку 155

Заключение 160

Литература 164

Приложение I

• Параметры ударного.генератора и индуктивной нагрузки
• Предварительная форсировка
• Емкостное подвозбувдение со стороны ротора
• Математическая модель и результаты расчетов переходных процессов

Введение к работе

Актуальность проблемы

Одним из основных направлений развития СССР на I98I-I985 годы , и на период до 1990 года, определенных ХХУІ съездом КПСС, является развитие науки и техники и ускорение технического прогресса. Поставлены задачи повышения эффективности научных исследований, разработки и реализации целевых программ по решению научно-технических проблем, увеличения производства приборов, оборудования для проведения научных исследований. На основе достижений науки и техники требуется повышать в оптимальных пределах единичные мощности машин и оборудования при одновременном уменьшении их габаритов, металлоемкости, энергопотребления и снижения стоимости на единицу конечного полезного эффекта. Уровень развития техники больших импульсных токов во многом определяет решение ряда перечисленных проблем в области научных исследований и промышленной технологии [2, 44, 45, 75, 76, 79, 140] .

В науке и технике существует целый ряд потребителей электрической энергии, имеющих сравнительно короткое время рабочего цикла (миллисекунды) с большой паузой, достигающей иногда нескольких минут [72, 119 ] . В этом случае с целью уменьшения средней мощности источника питания используется промежуточное устройство, в котором энергия накапливается в течение длительного времени и затем за доли секунды отдается потребителю. В качестве подобных устройств широкое распространение получили индуктивные накопители энергии, с помощью которых можно создавать как импульсные магнитные поля короткой длительности, так и постоянные магнитные поля [20, 21, 22, 39, 62, 63, 104, 145, 154 ] .

При проектировании устройств с индуктивными накопителями одной из основных задач является уменьшение времени их зарядки, что дости-

жимо при условии повышения мощности зарядного устройства. Среди электрических машин ударные генераторы обладают наибольшей мощностью и их применение для зарядки индуктивных накопителей более целесообразно, чем использование генераторов постоянного тока, аккумуляторных батарей или серийных синхронных генераторов машинно-выпрямительных установок [26, 40, 54, 80, 119] . Основные достоинства электромашинных схем (ударный генератор - коммутационная аппаратура - нагрузка) состоят, во-первых, в возможности получения практически неограниченной энергии (с использованием добавочных маховых масс); во-вторых, в небольшой потребляемой из сети мощности, которая необходима только для покрытия потерь холостого хода; в-третьих, в возможности передачи энергии из обмотки генератора в индуктивный накопитель и обратно; в-четвертых, в небольшой средней мощности синхронных генераторов по сравнению с их импульсной мощностью [lI9] .

Область применения ударного генератора, как надежного, экономичного и эффективного источника импульсной мощности постоянно расширяется [7, 42, 45, 53, 67, 88, 95, 126, 128, 132, 133] . Диапазон используемых энергий колеблется от сотен джоулей до сотен мегаджоулей при длительности импульсов тока от миллисекунд до сотен миллисекунд. В зависимости от требований со стороны потребителя энергии ударный генератор работает в режиме однократного или многократного включения на катушку индуктивности. Перспективность инерционного метода накопления энергии вызывает широкий интерес к специальным электрическим машинам, позволяющим наиболее эффективно преобразовывать кинетическую энергию в электромагнитную.

Улучшение характеристик и надежности, совершенствование конструкции, уменьшение массы и габаритов импульсных источников питания является насущной задачей, решение которой позволит получить значительный научно-технический эффект. Все это определяет

_ 7 -

актуальность задач, решаемых в диссертационной работе.

Тема "Ударные генераторы" была внесена решением Научного Совета по теоретическим и электрофизическим проблемам электроэнергетики АН СССР & 1315 п. III(г) от 20 февраля 1969 г. в план важнейших проблем развития народного хозяйства. Совместным приказом МБ и ССО СССР и Минэлектротехпрома СССР № 667/310 1.28 от 28 сентября 1970 г. Томскому политехническому институту совместно с рядом предприятий МЭТП поручено выполнение работ по разработке и исследованию ударных генераторов. Это поручение продлено соответствующими постановлениями MB и ССО РСФСР в 1976 и 1982 г.г.

Цель работы

Проведение теоретических и экспериментальных исследований, решающих важную научно-техническую задачу создания эффективного электромашинного импульсного источника питания индуктивного накопителя энергии.

В связи с этим поставлены следующие задачи:

Разработать алгоритм и программу расчета несимметричных переходных процессов в ударных генераторах с различными системами возбуждения, с учетом влияния массива ротора и демпферной обмотки.

Разработать схемы возбуждения для ударного генератора, позволяющие управлять магнитным потоком машины, производить его форсированное изменение и формировать импульс тока в нагрузке заданной формы.

Исследовать эффективность применения в ударном генераторе емкостного подвозбуждения со стороны статора или со стороны ротора.

Выбрать схему включения ударного генератора на индуктивный накопитель энергии.

На основе теоретических и экспериментальных исследований раз-

работать и создать ударный генератор, систему его возбуждения и схему передачи энергии от генератора в индуктивный накопитель.

Основные методы исследования

Исследование переходных процессов при работе генератора ударной мощности в режиме БКЗ и передачи энергии в индуктивную нагрузку проведено по полной системе дифференциальных уравнений равновесия напряжений обмоток машины на электронных вычислительных машинах. Математические модели системы ударный генератор-нагрузка реализованы на ABM-MH-I4 и ЦВМ-Е0-І033.

Решение систем дифференциальных уравнений проведено методами Рунге-Кутта, а система алгебраических уравнений определения токов решается итерационным методом Зейделя.

Широкий объем экспериментальных исследований выполнен на нескольких моделях ударных генераторов, создание и испытания которых проводились при личном участии соискателя. Экспериментальные исследования на макетных образцах показали точность теоретических решений.

Научная новизна

Разработан алгоритм решения систем дифференциальных и алгебраических уравнений с апроксимацией токов на интервале по принятым значениям потокосцеплений при изменении периодических функций на интервале с учетом нелинейности индуктивных сопротивлений обмоток и массива ротора генератора.

Впервые проведены исследования переходных процессов в ударном генераторе с системой продольно-поперечного возбуждения на роторе, где обмотки возбуждения соединены последовательно и запитаны от одного источника. Установлена эффективность применения этой системы при шунтировании отдельных обмоток возбуждения неуправляемы-

ми вентилями и использовании емкостного подвозбуждения, позволяющая не только стабилизировать поток возбуждения ударного генератора, но и форсировать его величину. Предложенная на этой основе система возбуждения для ударных генераторов защищена авторским свидетельством на изобретение № 668046 (в соавторстве).

Практическая ценность

На основе предложенного алгоритма созданы программы на языке ФОРТРАН ЕС - ЭЦВМ, позволяющие исследовать переходные процессы в ударных генераторах с различными системами возбуждения. При этом учитывается скорость изменения частоты вращения ротора, степень насыщения участков магнитной цепи машины, массив ротора, величина потерь энергии и нагрев обмоток ударного генератора. Для своей реализации программы требуют небольших затрат машинного времени и могут быть использованы в инженерной практике.

Установлена степень влияния демпферной обмотки на величину потерь энергии в массивном роторе ударного генератора.

Произведен сравнительный анализ эффективности схем включения ударного генератора на однофазный индуктивный накопитель при различных системах возбуждения на роторе, позволивший получить рекомендации к проектированию ударного генератора и его системы возбуждения.

Предложена схема (и разработана конструкция) продольно-поперечного возбуждения с последовательным соединением обмоток возбуждения и использованием эффекта емкостного подвозбуждения, позволяющая активно бороться с размагничивающим действием потока реакции якоря при работе ударного генератора в режиме передачи энергии в индуктивный накопитель.

Разработана однослойная обмотка статора из провода типа "литца" для ударного генератора с полюсными выступами на статоре и ее без-

- 10-клиновое крепление в больших открытых пазах.

Реализация работы

Результаты проведенных теоретических и экспериментальных исследований были использованы при разработке технического проекта однофазного синхронного ударного генератора для питания индуктивного накопителя в электрофизической установке (по заданию предприятия Р6324). Технический проект разработан по планам хоздоговорной темы "Проведение теоретических и экспериментальных работ по созданию ударных генераторов большой мощности". Генератор изготовлен в габаритах асинхронного двигателя АТД-2/800 завода "Сиб-электротяжмаш" г. Новосибирска и поставлен заказчику. Ударный генератор представляет собой уникальную электрическую машину, не имеющую аналогов в СССР. Разработка технического проекта и изготовление ударного генератора проводились при непосредственном участии соискателя, являвшегося ответственным исполнителем хоздоговорной темы.

Апробация работы

Материалы диссертации докладывались и обсуждались: на У и УІ научно-технических конференциях кафедры "Электрические машины и аппараты" Томского политехнического института (1973, 1975); на XI научно-технической конференции НИИ Электромеханики "Электрические машины, электропривод и устройства автоматики" (г. Томск, 1976), на I и П научно-технических конференциях "Динамические режимы работы электрических машин переменного тока" (г. Смоленск, 1974, 1979); на конференции по автоматизации технологических процессов и промышленных установок (г. Пермь, 1977); на ХХШ конференции "Электронные и полупроводниковые преобразователи энергии и информации (г. Томск, 1979); на Ш и ІУ Всесоюзных совещаниях "Силовые

- II -

импульсные системы" (г. Новосибирск, 1976, 1981); на научно-технической конференции "Электромашинные и машинно-вентильные источ-, ники импульсной мощности" (г. Томск, 1981); на научных семинарах кафедры "Электрические машины и аппараты" ТЛИ (1978, 1984).

Публикация

По результатам исследований, приведенных в настоящей работе, опубликовано 15 статей и докладов, технический отчет НИР, зарегистрированный во ВНИИцентре, получено авторское свидетельство.

Структура и объем диссертационной работы

Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы и приложений. Она содержит 201 страницу, в том числе 91 страницу машинописного текста, 72 страницы с 58 рисунками и 30 таблицами, 16 страниц списка литературы из 154 наименований и 22 страниц приложений.

В первой главе приводятся математические модели для исследования на АВМ и ЦВМ переходных процессов в однофазном ударном генераторе. Описан алгоритм расчета на ЦВМ и блок-схема расчета на АВМ. Дан анализ существующих методик эквивалентирования массива ротора и показано влияние демпферной обмотки на величину потерь энергии в массивном роторе. Показано влияние параметров ударного генератора и нагрузки, частоты вращения ротора и потока реакции якоря на процесс передачи энергии от ударного генератора в индуктивный накопитель.

Во второй главе рассмотрены особенности использования вентильных систем для питания обмоток возбуждения электрических машин. Рассматривается продольно-поперечное возбуждение ударного генератора, позволявдее формировать импульсы тока статора, а также осуществлять форсировку потока возбуждения. Анализируется влияние

схем продольно-поперечного возбуждения ударного генератора на эффективность его работы как в режиме одиночных импульсов, так и в режиме накопления энергии.

Третья глава посвящена вопросам использования в ударных генераторах эффекта емкостного подвозбуждения, осуществляемого в двух направлениях: со стороны статора или со стороны ротора. Исследование позвозбуждения со стороны статора проведено на модели, собранной по схеме самовозбуждающегося синхронного генератора. Теоретические и экспериментальные исследования емкостного подвозбуждения со стороны ротора осуществлены с использованием системы продольно-поперечного возбуждения с последовательным соединением отдельных обмоток. Обмотка по продольной оси шунтирована неуправляемым вентилем, обмотка по поперечной оси - конденсаторной батареей. Приводится математическая модель расчета, расчетная схема, описывается физическая картина подвозбуждения.

В четвертой главе даны результаты расчетов переходных процессов в ударном генераторе, созданном в габаритах асинхронного двигателя АТД-2/800. Представлены конструктивные разработки узлов ударного генератора и основных технологических процессов. Приведены результаты электромагнитного, механического и теплового расчетов. Дается описание элементов и принцип действия системы питания обмоток возбуждения и силовой схемы включения генератора на нагрузку.

Б приложениях содержатся описания физических моделей, использованных для экспериментального подтверждения теоретических положений. Приводится ряд вспомогательных материалов, поясняющих основное содержание диссертации, приводятся акты, полученные по законченным работам.

- із -

ПАВА І ОСОБЕННОСТИ РАБОШ УДАРНОГО ГЕНЕРАТОРА НА ИНДУКТИВНУЮ

НАГРУЗКУ

І.І, Математические модели работы ударного генератора

на нагрузку

I.I.I. Алгоритм расчета переходных процессов на ЦВМ

Ударный генератор (УГ), как накопитель и источник электромагнитной энергии, работает в режиме внезапного замыкания на согласованную нагрузку, а также в режиме передачи энергии в индуктивный накопитель [ 7, 42, 45, 54, 56, 57, 79, 80, 119, 141, 153] . Во многих случаях работа ударного генератора на нагрузку чередуется с режимом внезапного короткого замыкания (ВКЗ) в ряде последовательных циклов [42, 45, 55, 56, 80, 114, 119] . Рабочим периодом при этом является положительный всплеск тока, содержащий предельно-возможное значение апериодической составляющей, которая определяет максимум амплитуды и длительность тока статора. При работе генератора на нагрузку в режиме нескольких включений эффект апериодической составляющей используется многократно. В момент перехода тока статора через нуль на отрицательные полупериоды УГ отключается от нагрузки.

Изучению переходных процессов, сопровождающих явления ВКЗ в синхронных машинах, посвящено большое количество работ [8, 10, 27, 47, 64, 74, 77, 78, 85, 101, 107, 117, 148, 152] . Необходимо однако отметить многообразие структурных схем моделей синхронных машин. Это объясняется отсутствием единой записи уравнений, использованием различных частот и направлений вращения осей координат, принятием различного рода допущений. Так несимметричные режимы при одно и двухфазном коротких замыканиях часто исследуются при допущении от идеальной проводимости всех обмоток [з, 16,

-I486, 152, 153J . Нередко делается предпосылка, что между токами и напряжениями рассматриваемых цепей сохраняется линейная зависимость и, следовательно, они могут быть связаны дифференциальными уравнениями с постоянными коэффициентами [іЗ, 27, 52, 90] . Бо многих работах частота вращения ротора принимается постоянной величиной [57, 74, 84, 101, 124, 125, 144].

За относительно короткий промежуток времени средства и способы исследования электрических машин, в том числе и ударных генераторов, расширились от приближенных аналитических расчетов и сравнительно простых экспериментов до сложных расчетов на электронно-вычислительных машинах и применения электродинамических моделей [3, II, 13, 60, 71, 82, 92, III, 117, 123, 139, 150] . Новые задачи, связанные с созданием и освоением более высокоис-пользованных, эффективных и сложных конструкций требуют разработки новых решений, не содержащих весьма радикальных допущений классической теории, рассматривающей идеальную электрическую машину [123 ] . Например, применение эффекта форсировки возбуждения требует учета насыщения магнитной цепи машины, т.к. иначе при расчетах возможны большие погрешности. То же самое следует сказать относительно постоянства параметров при быстром изменении частоты вращения.

Для исследования несимметричных режимов в ударном генераторе нами разработан алгоритм расчета, составлена программа расчета для ЭЦВМ серии ЕС. Расчетная схема представлена на рис. І.І. Передача энергии от ударного генератора в нагрузку осуществляется по схеме, разработанной на кафедре электрических машин и аппаратов Томского политехнического института, в которой коммутатор (КІ), рис. І.І, замыкающий катушку накопителя, создает цепь тока нагрузки на периоды отрицательной э.д.с. ударного генератора [55, 56 ] . Эта же схема может быть использована для рассмотрения режи-

С J-.-

^

'Aza-

Рио. I.I. Почетная схема ударного генератора

ма внезапного короткого замыкания (коммутатор KI замкнут).

Электрические цепи ротора расположены по двум взаимно перпендикулярным осям d и 0 , рис. I.I, которые неподвижны относительно ротора и вращаются вместе с ним с опережающей осью Q . Обмотка возбуждения по продольной оси, запитываемая через вентильный блок от сети переменного тока, представлена двумя контурами. По контуру ( Xjd , rYd )» замкнутому вентильным блоком, протекает положительного направления ток l$6d . Контур ( Kid , ITrd , Х_Л і Г_А ) замкнут на источник питания и обтекается током ц_4С( . Суммарный ток, протекающий в обмотке возбуждения, равен:

Lfd =l|6d +Lj«d (I.I)

Демпферная обмотка и массив ротора (при его наличии) представлены эквивалентными контурами.

Расчет токов в обмотках УГ при переходном процессе ведется по полной системе дифференциальных уравнений равновесия напряжений:

(ЙФа + С1Фн)М-1а(Га + Гн) d^d /dt = U_fdo 4^d(r_fd+r_A) йЩbd /dt « - If6d r_fd

_{d4Wdt «-LDdtod} ^(I_-²⁾

^{(№щ /dt =-іщГщ}

d^Ddn/dt =- LDdnr_Ddn

Потокосцепления обмоток:

Ма⁺ Фн = 1а(0Са+Хн) + Ц d X_Qd Oostf + iDdX^d GflSjf +

+ JjUdnXadCosjf- ^Xa^Sinjf +2 ЦпЯ<ц5іП|{ Щ\й =LaXadOOS^+t^d(X_fd+X_A) + L_DdXad + SUdnXad

IjJfBd =LaXadG0S^+(L_f6d+4id)X_fd+L_DdXad ⁺ SUdnXad Wad = ІаХайЩ+(І№ + Іцй)Хаі +ШХЫ + ё'ivdnXad

(1.3)

^Ddn=UXadOoS#+(lfedH$ШпХъйп + 2 iDdi Xad

ЦЦ =-L_QXQaSm^ + LDqXDq +SL_D(jnXa^

В этих выражениях ^a , M^f , Ф_ю » ^х>п » ^н " потокосцепления обмоток статора, возбуждения, демпферных контуров, массива ротора и нагрузки;

La » L , Lj) , l-Dh - токи контуров обмоток генератора и контуров массива ротора;

Гц » ї* » Hd » ^rDn » Гн » Ід " активные сопротивления контуров обмоток, массива ротора, нагрузки и линии передачи;

X_a , X_f , X_D , Хъп » 0С_Н » ^л - полные индуктивные сопротивления контуров обмоток, массива ротора, нагрузки и линии передачи;

Xad = Xaq - сопротивления взаимной индукции по осям не-явнополюсного ротора;

t - tо ⁺ &>t - угол поворота ротора;

#₀ - угол между осью ротора и осью фазы статора в момент замыкания цепи статора генератора;

П - номер демпфирующего контура массива;

N - общее число контуров массива ротора, расположенных по одной оси;

СО - угловая частота.

Из системы уравнений потокосцеплений (1.3) можно найти выражения токов контуров обмоток генератора и массива ротора.

для приведения обмоток ротора к обмотке статора использована

- 18 - . система относительньк единиц с равными взаимными индуктивностями,

в которой сопротивления взаимной индуктивности между статорными и роторными обмотками принимаются равными друг другу [8, 27, 28,' . 77 ] . Поскольку к обмотке возбуждения приложено начальное напряжение (здесь и далее - в относительных единицах):

Ujdo == Ifdo (If<і + Г_Л} , (_Ie4)

введено ряд начальных условий:

Фао ⁼ IjdoXad

l*^o =Ifdo(X_fd+X_fl)

1%6о ^IfdoXfd

l^Ddo = fedno = ^ао ; Ущо = Ф^по ^s 0 ⁽¹'⁵⁾

I^o = Ifdo 4 О

l_fbo=0 ; t^s0

Расчет переходного процесса в ударном генераторе выполняется с учетом изменения частоты вращения ротора, которая при отключенном разгонном двигателе определяется исходя из энергетических соотношений:

а)=У^г/а(СІ_Ио-Йгн-йін-йга-Оіа) , (1.6)

где 3 - момент инерции ротора;

Qko - первоначальный запас кинетической энергии ротора;

Qra » Qlu - потери энергии в активном сопротивлении обмотки статора и энергия, сосредотачиваемая в индуктивности генератора;

Чти і Оан " ^потеР^и энергии в активном сопротивлении нагрузки и энергия, передаваемая нагрузке. В относительных единицах:

u_ra -Jreiidf JraLadt* ... (1.7)

О to

(1.8)

Qlol = ^йк/2 (_I#9)

Uu-ZhU/u, _(i._io)

где O-tn; to ~ t пч ~ периоды, соответствующие протеканию тока генератора;

Q-tm; t-tm< - периоды накопления энергии в нагрузке.

Степень насыщения участков магнитной цепи машины учитывается изменением индуктивных сопротивлений рассеяния в функции тока, протекающего по данной обмотке. Насыщенное значение сопротивления взаимной индукции выбирается для заданной величины напряжения на зажимах обмотки статора ударного генератора и является величиной постоянной [117] .

Таким образом, математическая модель синхронного ударного генератора представляет собою совокупность систем нелинейных дифференциальных и алгебраических уравнений с переменными коэффициентами (1.2), (1,3) или, согласно терминологии [25, 82] , математическую модель электромагнитного преобразователя энергии в канонической форме, которая в случае векторной записи принимает вид [її] :

d/dt-F(i,t) )

Ф -J(L,"t>. (I.I2)

где F t J - векторы правых частей алгебраических уравнений; Ф - вектор потокосцеплений; L - вектор токов. Поскольку система алгебраических уравнений (1.3) допускает ре-

- 20-шение относительно токов в некоторый момент времени в явном виде, возможен переход от канонической формы математической модели к преобразованной нормальной форме вида:

d

(I._I3)

где J'* ( ф) = і - означает операцию решения системы ал-

гебраических уравнений.

Такая форма математической модели допускает прямое использование обычных методов решения систем обыкновенных дифференциальных уравнений типа методов Ї^нге-Кутта. Процедура решения задачи состоит в следующем: задаются начальные значения токов и по ним из уравнений (І.І2) вычисляются начальные значения потокосцеплений. Далее предсказывается поведение токов I на следующем временном шаге. Для этого система алгебраических уравнений (І.І2) решается относительно токов для следующего момента времени при начальных значениях потокосцеплений. На каждом временном шаге переменные коэффициенты системы алгебраических уравнений вычисляются по значениям токов на предыдущем временном слое. Следовательно, на каждом временном шаге исходная нелинейная система алгебраических уравнений заменяется линейной.

Система алгебраических уравнений решается итерационным методом Вейделя, т.е. для вычисления значения следующего по порядку тока используются ранее вычисленные значения остальных токов. В конце этой процедуры вновь вычисляется значение тока статора из соответствующего алгебраического уравнения с учетом предсказанных значений всех остальных токов. Производится контроль сходимости последовательных приближений тока статора с заданной точностью и, если сходимость имеет место, производится интегрирование системы дифференциальных уравнений типа (І.ІЗ) для нахождения величин потокосцеплений на следующем временном слое. Если же сходимость не

имеет места, то после вычисления потокосцепления статора из соответствующего дифференциального уравнения описанный итерационный процесс решения системы алгебраических уравнений повторяется вновь до обеспечения сходимости. Вычисленные после сходимости итерационного процесса значения потокосцеплений Ч^_пп и токов

І-ш-і используются в качестве начальных значений при решении задачи на следующем временном шаге.

Таким образом, предложенный алгоритм расчета переходных процессов в ударном генераторе состоит из процедур последовательного решения систем алгебраических и дифференциальных уравнений. Выбор указанного алгоритма вызван спецификой математической модели процесса, записанной в канонической форме [91] . Особенность алгоритма состоит в итерационном уточнении предсказанного значения тока статора на основании предсказанных значений токов остальных контуров. Процесс итерационного уточнения проводится до перехода к интегрированию систем дифференциальных уравнений для потокосцеплений, что дает возможность экономить время расчета и обеспечивает устойчивость вычислительного процесса.

Программа, разработанная на основе предложенного алгоритма, позволяет в любой момент времени переходного процесса определить значения токов и потокосцеплений контуров обмоток, частоту вращения ротора, значения потерь энергии в отдельных частях цепи генератор-нагрузка, а также контролировать нагрев обмоток генератора (статора, возбуждения и демпферной системы). Активные сопротивления этих обмоток являются функциями температуры их нагрева.

При работе ударного генератора в режиме многократного включения замыкание цепи статора производится каждый раз в момент достижения потокосцеплением статорной обмотки своего максимального значения, рис. 1.2.

- 22 -1.1,2. Математическая модель исследования процесса

накопления энергии в индуктивной нагрузке на АВМ

Применение цифровой и аналоговой вычислительной техники определяется в каждом конкретном случае заданием на исследование. На цифровой вычислительной машине (ЦВМ) принципиально можно исследовать с заданной точностью любые по сложности процессы, происходящие в электрических машинах. Однако при этом требуется составление программ расчета, что связано с серьезными трудностями. В ряде случаев, когда задача требует упрощенного решения, но в то же время - наглядности и малых (по сравнению с ЦВМ) затрат расчетного времени, желательно использование аналоговых вычислительных машин (АБМ). Например, исследование процесса накопления энергии в индуктивной нагрузке возможно осуществить с использованием аналоговой вычислительной машины MH-I4 по схеме, рис. 1.3, где однофазный генератор ударной мощности представлен источником э.д.с. б а и параметрами обмотки статора ( Хо, , Ох ). В исходном состоянии коммутирукщие устройства (К) и (КС) разомкнуты. Учитывая импульсный характер работы ударного генератора в данной схеме, можно использовать для контуров ротора закон постоянства потоко-сцепления, т.е. допустить, что активные сопротивления обмотки возбуждения и успокоительной обмотки (при ее наличии) равны нулю. В этом случае уравнение равновесия э.д.с. для обмотки статора генератора при внезапном подключении индуктивной нагрузки можно представить в виде [4, 57] :

(Ха+Хн)<Иь/(ИНГь+Гн)и =EmSLn(CA)t+#o), (I.I4).

где Ха - переходное или сверхпереходное (при наличии на роторе демпферной обмотки) индуктивное сопротивление обмотки статора; Е_т - амплитуда э.д.с. генератора.

Вїс. 1.2. Кривые изменения токов и потокосцеплений в ударном генераторе.

^

/Г,

\¹5

Рис. 1.3. Схема накопления энергии в индуктивной нагрузке от ударного генератора.

Процесс изменения тока в цепи генератор-нагрузка моделируется на интеграторах I и 2 блок-схемы математической модели, представленной на рис. 1,4, при подаче на их входы через нормально-замк-. , нутые контакты реле (И) положительной полуволны э.д.с, генератора. На схеме, рис. 1.3 это соответствует замыканию коммутирующего аппарата (К). Когда ток в цепи генератора достигнет амплитудного значения, нагрузка шунтируется закороткой. С этого момента времени ( к* ) процессы в цепях нагрузки и генератора описываются независимо друг от друга:

X_a0(u/dt + r_aL_u ^s Em&na)t (I.I5)

XwdU/dt +r_HU=0 _(ІЛ6)

В схеме математической модели операция замыкания (КІ) реализуется с помощью реле (PI), (Р2), (РЗ). Ток в нагрузке затухает с постоянной времени цепи нагрузки. Ток генератора под воздействием отрицательной э.д.с. в обмотке стремится к нулю. В момент перехода тока генератора через нуль ( "Ь_а ) размыкается (К). Эта операция реализуется с помощью реле (РЗ). При последующем подключении генератора ( t_b ) он оказывается замкнутым накоротко (переключается реле Р2), ток генератора резко нарастает и определяется на уравнения (I.I5). Ток в нагрузке изменяется согласно уравнения (I.I6). Ток в закоротке уменьшается

1_Ъ =Ц -L_a (_1Л7)

В момент ( t/, ), когда ток генератора достигнет значения тока нагрузки, Lj =0, происходит размыкание цепи закоротки нагрузки. Генератор оказывается замкнутым на нагрузку и снова отдает ей очередную долю энергии. Формирование э.д.с. генератора осуществляется блоками перемножения (Ш4) и (HI5) и усилителями II и 12. Сумматором 7 и блоком нелинейности (ШІ) производится корректировка

S7/76U?

Рис. 1.4. Блок-схема математической модели накопления энергии в индуктивной нагрузке.

мгновенного значения угловой частоты 60 согласно уравнения (1.6). На вход усилителя 7 подаются сигналы, пропощиональные начальному значению запасенной ротором ударного генератора кинетической энергии Quo » потерям энергии в активных сопротивлениях статора генератора Qro. и нагрузки йгн » величине энергии нагрузки Qlh и мгновенному значению электромагнитной энергии в статорной обмотке генератора Qllq, . Отработка периодов накопления энергии в нагрузке осуществляется с помощью реле (Р4).

Для упрощения решения задачи вводится ряд допущений, характеризующих электрическую машину как идеальную:

насыщение цепи машины принимается постоянным;

параметры обмотки статора генератора являются величинами постоянными.

Таким образом, рассмотренная математическая модель для АВМ позволяет установить общий характер изменения токов в контурах схемы, рис. 1.3, характер изменения энергий в элементах схемы и угловой частоты вращения исследуемого генератора. Весьма перспективно в раде случаев совместное использование аналоговых и цифровых вычислительных машин, что дает возможность сначала рассмотреть задачу в упрощенном варианте на АВМ, а при необходимости провести исследования на ЦВМ.

1.2. Параметры ударного генератора и индуктивной

нагрузки

1.2.I. Соотношение параметров

В настоящее время достаточно полно разработаны рекомендации по конструированию ударных генераторов, доведены до определенных оптимальных пределов их геометрические размері и электрические параметры [12, 18, 19, 51, 53, 65, 93, 97, 119, 120, 121, 126, 127, 129, 130, 135 ]. Основное внимание при этом обращается на обеспе-

чение минимальной величины сверхпереходного сопротивления машины Xd * которое практически оказывается близким к сопротивлению рассеяния обмотки статора Хба [99, 124 I . Максимальный ввод энергии в нагрузку определяется в первую очередь соотношением между параметрами ударного генератора и нагрузки. Величина согласованного индуктивного сопротивления нагрузки Хн при режиме одиночных импульсов должна быть равна ударному сопротивлению генератора Худ . Не рекомендуется допускать отклонения индуктивного сопротивления нагрузки от своего согласованного значения более, чем в два раза [45, 96, 135, 153] . Для большей эффективности накопления энергии в индуктивностях активное сопротивление контура генератор-нагрузка должно оыть по-возможности, небольшим [lI9, 120] . Особенно важно учитывать влияние активного сопротивления нагрузки Ґ_н при работе ударного генератора в режиме зарядки индуктивного накопителя.

С целью иллюстрации влияния Г_н проведен анализ изменения величин тока 1_н и энергии Q_H нагрузки при изменении параметров генератора и индуктивного накопителя, имеющего следующие базовые данные: Х_н/ОСd = 2 (4 * Xd ) ; Гц/Гд =1.0, при которых эти величины приняты за единицу. Результаты расчета на ЦВМ -E0-I033 представлены на рис. 1.5, где: кривая I - соотношение активных сопротивлений изменяется пропорционально отношению индуктивных; кривая 2 - величина активного сопротивления индуктивного накопителя принята равной нулю (сверхпроводник). Из сопоставления кривых I и 2, рис. 1.5, видно, что эффективность работы ударного генератора на индуктивный накопитель резко снижается, когда активное сопротивление нагрузки растет пропорционально росту ее индуктивного сопротивления.

Получение оптимальных параметров генератора и нагрузки встречает определенные трудности. Ряд казалось бы необходимых конст-

4^

/2 /f 20 24

0.e. /4

/2 ///

04 //.2

/

2 /2 /S & 24

Вас. 1.5. Кривые тока и энергии в нагрузке

- 29 -рукторских решений ведет к ухудшению условий охлаждения активной стали и меда, поэтому ударный генератор не выдерживает длительной нагрузки. Не всегда уменьшение сверхпереходного сопротивления может привести к увеличению мощности короткого замыкания, т.к. по мере снижения Худ происходит одновременное уменьшение коэффициента затухания тока статора [lI9] . Создание значительной индукции в воздушном зазоре связано с предельным насыщением и увеличением мощности возбуждения (последнее ограничено допустимым нагревом обмотки возбуждения), с решением вопроса гашения поля машины, с ухудшением коэффициента форсировки магнитного потока 103, 129] . Повышение напряжения ударного генератора требует усиления пазовой изоляции, что снижает коэффициент заполнения паза и может привести к возрастанию плотности тока, что вызывает увеличение потерь в меди обмотки статора генератора. Следует учесть тот фактор, что в реальных условиях, как правило, оговорены весовые и габаритные показатели источника питания, а это значительно затрудняет проектирование ударного генератора и получение необходимых параметров. Кроме того, расчет параметров в ударных генераторах с массивным ротором осложняется ввиду некоторой неопределенности электрических контуров, которые образуются при обтекании токами поверхностей бочки ротора (массива), клиновой системы и бандажных колец ротора.

1.2.2. Продольное возбуждение и массив ротора

Применение в ударном генераторе массивного ротора позволяет: повысить механическую прочность машины, достигнуть высоких окружных скоростей, увеличить запас кинетической энергии на единицу веса генератора, а также усилить демпферную обмотку. В отечественной и зарубежной литературе немало работ посвящено теории, расчету и испытаниям машин переменного тока с массивным ротором [60, 64, 68, 69, 70, 85, 99, 102, 108, 109, 124, 138, 139] .

- ЗО -

При этом влияние массивного ротора на переходные процессы рассматривается» как правило, с введением ряда допущений.

Ротор представляется эквивалентной схемой, учитывающей кроме параметров обычных электрических цепей (обмотки возбуждения, демпферной обмотки) также параметры короткозамкнутых контуров, характеризующих отдельные участки массива (рис. 1.1 раздел 1.1*1).

Весьма распространенным способом выражения массива является его эквивалентирование только одним контуром по каждой ( d , (J, ) оси ротора [64, 69, 99, 102 ] . В ряде работ [б8, 85,. 124, 138] массив ротора представлен схемой замещения, учитывающей параметры трех контуров по каждой оси: стальных магнитных стержней, стальных коротко замыкающих колец и клиньев из немагнитного материала, крепящих обмотки ротора в пазах. Предлагают выражать массив ротора двумя контурами по продольной оси и четырьмя - по поперечной [l09] . В большинстве рассмотренных работ между индуктивными и активными сопротивлениями цепей массива сохраняется соотношение Х/Г = 0.6, данное в [94] .

Поскольку в настоящее время не существует единого способа расчета сопротивления эквивалентного контура, представляет интерес проанализировать расхождение методик в оценке влияния массивного ротора на переходные процессы в ударном генераторе с использованием имеющихся рекомендаций по расчету параметров эквивалентной схемы массива. G этой целью на ІЩМ-ЕС-І033 проведены расчеты для различных модификаций двухполюсного, однофазного, синхронного ударного генератора с зубчатым статором, спроектированного в габаритах серийного трехфазного асинхронного двигателя с фазным ротором мощностью 800 кВт, выпускаемого заводом "Сибэлектротяжмаш" города Новосибирска. Все модификации генератора имеют общий статор и цельно-кованные ротора, на которых расположены:

I) одна обмотка продольного возбуждения;

- ЗІ -

2) к обмотке возбуждения добавлена полная (по осям І и (\ )
демпферная обмотка;

3) демпферная обмотка расположена только по продольной оси ро-
тора,

В табл. 1,1 даны параметры эквивалентных схем массива ротора, рассчитанные согласно указанным литературным источникам, а также амплитуды тока статора при работе ударного генератора в режиме ЖЗ. Сопротивления Xndn , Хщп * Гып » ГЦп "" индуктивные сопротивления рассеяния и активные сопротивления отдельных контуров массива. Массивный ротор имеет одну обмотку возбуждения по продольной оси, В вариантах 2, 4, 6 таблицы массив ротора представлен одним контуром по продольной и одним^попоперечной осям; в варианте 3 схема замещения массива состоит из двух контуров по оси d и четырех по оси (\ . В вариантах I, 5 по обеим осям представлен как массив ротора ( f^di , Хіни $ ГЦ< » ЭСва< )» ^так и массив бандажных колец ( Г_Эс(_г , Хыг * Гщг » Хщг. ) Причем в работах [68, 85] даются рекомендации учета массива клиньев в пазах ротора, если они выполнены металлическими. За базисную величину тока статора принят ток ВКЗ при расчете без учета массива ротора ( 1цб= 43 кА), кривая І рис, 1.6. Различный подход авторов к расчету параметров эквивалентного контура массива ротора приводит к тому, что амплитуды тока статора отличаются при этом до 30 %, табл. I.I.

Отдельные результаты расчетов представлены на рис, 1.6 кривыми токов 1а и потокосцеплеиий Фа статора, токов I^d обмотки возбуждения при ЖЗ ударного генератора. Кривыми I представлен базисный вариант, соответствующий ударному генератору с одной обмоткой возбуждения на шихтованном роторе. Кривые 2, 3, 4 - соответствуют вариантам 2, 3, 4, табл. I.I. Анализ кривых показывает, что мы получаем различные амплитуды тока 1а, изменение формы его кривой, а также различные амплитуды тока в обмотке возбуждения (в три с лиш-

Таблица I.I.

со со

Рис. 1.6. Кривые тока статора 1а, тока обмотки возбувдения \и ж потокосцепления статора Ф_й ударного генератора.

- 34 -ним раза) и скорости изменения потокосцепления статора ф_а .

Проверка предложенных вариантов учета массива ротора проведена расчетом на ЦБМ-ЕС-ЮЗЗ токов ВКЗ модельного однофазного синхронного ударного генератора, выполненного в габаритах асинхронного рольгангового двигателя АР-7, для случая, когда э.д.с. холостого хода Em = I55B и ток la = 4I00A. Ударный генератор, описание и параметры которого даны в приложении 3, имеет цельнокованный ротор, в пазах которого расположена обмотка продольного возбуждения. Хорошую сходимость с данными эксперимента, рис. 1.7, дает учет массива по методике [l09J , которая принята нами для дальнейших исследований переходных процессов в ударном генераторе. В основе принятого метода лежит определение параметров массива ротора с помощью частотной характеристики и синтез схемы замещения. Метод позволяет более точно учитывать эквивалентные сопротивления контуров массива ротора.

1.2.3. Массив ротора и демпферная обмотка

Ударные генераторы имеют, как правило, полную демпферную обмотку на роторе, причем сечение стержней демпферной обмотки в ряде случаев достигает до 30 % площади пазов ротора [lI9, 135] . Это позволяет получить сверхпереходное индуктивное сопротивление практически равным индуктивному сопротивлению рассеяния обмотки статора. Кроме того, в ударном генераторе демпферная обмотка служит для обеспечения минимального искажения кривой тока высшими гармоническими (см. приложение 3).

Действие демпферной обмотки массива ротора оказывает заметное влияние на протекание переходных процессов в ударном генераторе [27, 36, 68, 134, 147] . Расчеты на ЦШ-ЕО-І033 по предложенной программе (раздел I.I.I.) позволяют уточнить вопросы влияния массива ротора и демпферной обмотки на поток реакции якоря, вопросы

_sr

//

J?

і

Рис. 1.7. Кривые токов ВКЗ модельного УГ в габаритах АР-7: I - расчет; 2 - эксперимент.

Рис. 1.8. Расчетные кривые токов ВКЗ ударного генератора.

Таблица 1.2

Таблица І.З

распределения потерь в теле массива ив обмотках генератора, а также выяснить степень нагрева обмоток при работе ударного генератора в режиме ВКЗ и передачи энергии в индуктивный накопитель. Результаты расчетов модификаций УГ с учетом действия как массива ротора, так и демпферных обмоток различной конструкции (см. раздел 1.2.2) сведены в таблицы 1.2 и 1.3. В табл. 1.2 - режим ВКЗ, в табл. 1.3 - работа генератора в режиме накопления энергии в индуктивной нагрузке. Приняты следующие обозначения величин:

Pf , p_D , р_м , р_рот - соответственно потери в обмотке возбуждения, в демпферной обмотке, в массиве ротора и полные потери в роторе; Br , 9j » t - перегрев обмотки возбуждения, перегрев демпферной обмотки и время передачи энергии в нагрузку. За единицу принята величина базисного тока ВКЗ ( 1аб =43 кА) для варианта, когда на шихтованном роторе имеется только одна обмотка возбуждения (табл. 1.2). При исследовании режима накопления энергии (табл. 1.3) параметры нагрузки оставались постоянными и равными:

Х_н/Х_а= 2, Гп/Ть = 1.0, где Ха'Худ - ударное индуктивное сопротивление для генератора с одной обмоткой возбуждения. Кривые 4, 5, 6 токов ВКЗ, рис* 1.8, соответствуют вариантам 4, 5, 6, таб. 1.2. При неполной (по оси d ) демпферной обмотке, занимающей половину пазовых делений ротора, за счет асимметрии по продольной оси машины кривая тока статора имеет пикообразную форму. Использование полной демпферной обмотки и учет массива ротора делает форму кривой тока колоколообразнои. Применение в массивном роторе полной демпферной обмотки (расположена по осям 0І и 0^ ) не только значительно разгружает обмотку возбуждения, но и снижает потери в массиве ротора и обще потери ротора (табл. 1.2 и 1.3). В то же время при использовании в массивном роторе неполной (по оси U ) демпферной обмотки следует считаться с величиной роторных потерь.

Если при работе ударного генератора в режиме одноразового включения на согласованную нагрузку массив ротора и демпферная сие те-, ма оказывают значительное влияние на поток реакции якоря» табл. 1.2, то при передаче энергии в индуктивный накопитель массив и демпферная обмотка не могут воспрепятствовать размагничивающему действию потока реакции якоря, табл. 1,3, Это требует новых решений в вопросе разработки систем возбуждения.

1,3. Исследование работы ударного генератора на индуктивную нагрузку

1,3.1. Влияние изменения частоты вращения ротора

При зарядке индуктивного накопителя от ударного генератора происходит преобразование первоначальной кинетической энергии Q_rt0 , запасаемой во вращающихся массах ротора генератора, в электромагнитную энергию. Если расход Q_uo не восполняется за счет постороннего источника, частота вращения ротора в процессе накопления снижается. Это накладывает существенный отпечаток на результаты расчета накопления энергии и протекание переходных процессов [4, 4G, 42, 116 ] . Изучение влияния уменьшения частоты вращения ротора на процесс передачи энергии в нагрузку проведено на примере наиболее простой из схем накопления энергии, представленной на рис, 1.3, с использованием аналоговой машины MH-I4 (блок-схема математической модели - на рис. 1.4). Исследован процесс зарядки индуктивного накопителя для питания термоядерной установки типа "Токамак". Оптимальные значения параметров нагрузки не были определены, поэтому активное и индуктивное сопротивления накопителя варьировались в пределах от значений, согласованных с параметрами ударного генератора, до значений 10-ти кратного превышения их.

для ударного генератора, спроектированного в габаритах 11-100-

приняты следующие исходные параметры: Ха. = ЗСд = 0,0157

Ом; Г_а = 5 Ю"-⁴ Ом; Emo = 22 кВ; О)₀ * 314 эл.рад./с. На
роторе генератора имеется мощная демпферная обмотка. Параметры
нагрузки: Г_н =КГ_а ; Х_н * КХ_а » ^к = h ^{2 10}« Наг

.чальный запас кинетической энергии ротора варьировался от Q_H0 = = 2 ІО⁸ Дж до Q од - 5 * I0⁸ Дж за счет использования маховиков. Рассмотренные варианты (при Хн = Ха ) сведены в табл. 1.4. В качестве примера на рис. 1.9 и 1.10 приведены кривые изменения токов генератора и нагрузки, угловой частоты и кинетической энергии ротора для граничных значений Quo при Хн ^s Ха

йіблвда 1.4

Ток нагрузки представлен в долях тока ЕКЗ ( la = 1300 кА), принятого за единицу, а величина электромагнитной энергии нагрузки - в долях энергии, запасенной в полях обмотки статора при ВКЗ ( Ua = 0,425 ІО⁸ Дж).

Величины Q_H и СО , определяемые в момент отключения генератора от нагрузки после достижения током нагрузки 1н своего максимального значения ( t-k ), даны в процентах к своим первоначальным величинам. В табл. 1.4 - - число периодов накопления энергии в нагрузке.

_/

/о

W Я0 00

%

ЛГ

Рис. 1.9. Расчетные кривые токов генератора и нагрузки,

кинетической энергии и угловой частоты вращения ротора при Quo = 5» 10 Дж и коэффициенте преобразования равном 0.05.

осе? 3

% /00

%

/00

0 2F

Рис. І.ІО. Расчетные кривые токов генератора и нагрузки,

кинетической энергии и угловой частоты вращения ротора при Q_tto = 2«10⁸ Дж и коэффициенте преобразования равном 0.14.

При больших значениях запаса кинетической энергии ротора и маховиков ( Оно^{85 5 І0} Д*) амплитуда тока нагрузки достигает своего максимума за несколько периодов накопления энергии ( "Ьк ), ,рис. 1.9. В последующие периоды происходит лишь компенсация потерь энергии на активном сопротивлении нагрузки. Изменение частоты вращения ротора незначительно. Однако, с уменьшением величины

Q до 2»I0^Q Дж при одних и тех же параметрах обмотки статора генератора и нагрузки увеличиваются колебания частоты вращения ротора, рис. 1,10. Расчеты показывают, что эти колебания настолько велики, что может произойти останов ротора генератора. Этот эффект обнаружен нами и описан в [4] . Таким образом, в процессе накопления энергии необходимо строго следить за изменением частоты вращения ротора. И если, как показали расчеты, частота вращения падает в такой степени, что оставшийся запас кинетической энергии Qu становится соизмерим с Qq, , необходимо прекращать процесс подкачки энергии в нагрузку. В нашем случае, рис. I.10, после шестого импульса, когда ток 1н достиг своего максимума, значение 0ц равно 1.8 Q_a . Учет изменения частоты вращения ротора ударного генератора позволяет уточнить реальность происходящих явлений при работе генератора на индуктивный накопитель, выявить возможности генератора и прогнозировать необходимость применения дополнительного маховика и его параметры.

Влияние снижения частоты вращения ротора на величину накопленной энергии сказывается с возрастающей степенью при Хн>Ха ( Ццо » 2 10 Дж), табл. 1.5» Против ожидаемого четырехкратного увеличения накопленной энергии при Х_н-^Х(х ^и восьмикратного увеличения при Х_н =8Х(х по сравнению с вариантом Х_н= Ха» ^тал« *.4, ( Ц_ко= 2 I0⁸ Дж) получаем увеличение энергии в нагрузке всего лишь в 1.8 - 1.9 раза.

Точность исследования повышается с учетом изменения токов в

Таблица 1.5

обмотках ударного генератора по полной системе дифференциальных уравнений равновесия напряжений (раздел 1,1.1).

1.3.2. Влияние потока реакции якоря

Практика показала, что при серии последовательных включений обмотки статора на индуктивную нагрузку происходит развозбуждение генератора от цикла к циклу. Степень развозбуждения определяется параметрами ударного генератора и нагрузки Г30, 36] .

Экспериментальные исследования влияния реакции якоря на поток возбуждения проведены на ряде моделей ударных генераторов:

1. Модель, выполненная на базе асинхронного двигателя с фазным ротором MTF -2II-6. Генератор имеет шихтованный ротор, на котором отсутствует демпферная обмотка. Приводной двигатель во время включения генератора на индуктивную нагрузку не отключается от сети, при этом угловая частота вращения ротора остается величиной постоянной. Краткое описание и основные параметры модельного ударного генератора даны в приложении I.

2. Модель, выполненная в габаритах асинхронного двигателя МТВг-612, с цельнокованным ротором и мощной демпферной системой (приложение 2). Расчеты показали, что снижение частоты вращения (приводной двигатель отключался) к концу режима накопления энергии в нагрузке составляет 4 %,

В обеих случаях на роторе обмотка возбуждения располагается по продольной оси.

Экспериментальные кривые токов нагрузки L_H , токов в обмотках возбуждения If и э.д.с. обмотки статора ( б ) при работе модельных генераторов на индуктивный накопитель представлены:'для модели в габаритах MTH-6I2 - на рис. I.II; для модели на базеМТР-211 - на рис. I.I2. Соответствующие результаты расчета процесса накопления по методике, изложенной в разделе I.I.I, даны в табл. 1.6, где: Emn - амплитудное значение э.д.с. на зажимах обмотки статора перед каждым новым циклом включения генератора на нагрузку» Emo ~ амплитуда э.д.с. холостого хода; 1_н - максимальное значение тока нагрузки в каждом импульсе накопления; 1а - величина тока внезапного короткого замыкания генератора.

Таблица 1.6

Для модели на базеМТЯ -211: E_mo = 282В; la = I34A;

Для модели в габаритах MTH-6I2: Emo = 241 В; I_a = I5200A.

Как следует из результатов эксперимента и расчета модельные ударные генераторы различного конструктивного исполнения с продольной

- 46 -обмоткой возбуждения на роторе подвержены развозбуждащему действию потока реакции якоря. Критерием оценки этого действия может служить отношение Emn/Emo » которое снижается от цикла к циклу процесса передачи энергии от ударного генератора в индуктивный накопитель.

С целью анализа развозбуждающего действия потока реакции я.коря рассмотрим один период режима ЕКЗ однофазного синхронного ударного генератора до перехода тока статора через нуль. Возьмем модельный ударный генератор (приложение I) на базе двигателя MTF -211, имеющий на роторе только одну обмотку возбуждения. Предположим, что короткое замыкание произошло в момент максимального потокосцепления обмотки статора с потоком возбуждения ( $о = = 0), рис. I.I3. При повороте ротора от $ = 0 до $" = л/2 поток возбуждения выходит из сцепления с контуром обмотки статора, а в короткозамкнутой обмотке статора возникает ток, поддерживающий потокосцепление статора постоянным. В этот период времени проекции векторов потока возбуждения на ось статора и наоборот - потока статора на ось обмотки возбуждения положительны, рис. I.I3. Поток продольной реакции якоря наводит в обмотке возбуждения э.д.с,, полярность которой противоположна напряжению возбуждения. Это приводит к снижению тока и собственного потока обмотки возбуждения на величину, соответствующую потоку продольной реакции якоря. Аналогичная картина наблюдается и в последней четверти периода вращения ротора. Ток возбуждения становится меньше своего первоначального значения до ВКЗ и после размыкания цепи обмотки статора нарастает с постоянной времени цепи возбуждения.

Таким образом, в кривой тока возбуждения, рис. I.I3, при повороте ротора в пределах 0 $ ^/2 и при

соответствующих периодам намагничивающего действия реакции якоря, отчетливо просматриваются провалы, что определяет развоз-

-Г <7 2Т 4F ff *Г

Рис. I.II. Осциллограюш токов и э.д.с. при работе модельного УГ в габаритах МТН-6І2 на индуктивную нагрузку в режиме накопления энергии ( Emo = 24IB).

-Т О

Я*

Рис, I.I2. Осциллограммы токов при работе модельного УГ на базе MTF -211 на индуктивную нагрузку в режиме накопления энергии ( Е _т0 = 282 В).

-*JT

Рис. ІДЗ. Кривые изменения э.д.с* и токов в обмотках УГ»

-49-буждение ударного генератора. Это наглядно видно из сравнения

значений амплитуд э.д.с. после разрыва цепи статора Erh с э.д.с. холостого хода Ещо генератора.

Исследования наглядно показали, что положительное решение проблемы нейтрализации развозбуждавдего действия потока реакции якоря позволит решать вопросы создания эффективных источников импульсной энергии - ударных генераторов.

Выводы

I. Разработан алгоритм расчета переходных процессов в ударном генераторе, основанный на последовательном решении систем нелинейг ных алгебраических и дифференциальных уравнений с переменными коэффициентами. Особенность алгоритма состоит в итерационном уточнении предсказанного значения тока статора на основании предсказанных значений токов остальных контуров..

Учет в программе расчета, составленной на базе предложенного алгоритма, факторов, характеризующих реальную электрическую машину: изменения частоты вращения ротора, степени насыщения участков магнитной цепи, зависимости параметров от токов и частоты вращения, зависимости активных сопротивлений от температуры, теплового состояния обмоток позволяет повысить точность расчетов и расширить границы исследования.

2» В ударном генераторе с массивным ротором, на котором демпферная обмотка отсутствует или выполнена неполной (по оси d ), учитывать влияние массива ротора целесообразно двумя контурами по продольной оси и четырьмя - по поперечной.

При наличии полной (по осям d и (\ ) мощной демпферной обмотки (занимающей до 30 % площади паза) влиянием массива ротора можно пренебречь.

Применение полной демпферной обмотки не только значительно раз-

гружает обмотку возбуждения, но и снижает потери в массиве и общие потери ротора. При использовании в случае необходимости неполной (по осиО ) демпферной обмотки следует считаться с величиной роторных потерь.

3. Демпферная обмотка и массив ротора (при продольном возбуждении) оказывают заметное влияние на поток реакции якоря при работе ударного генератора в режиме одноразового включения на согласованную нагрузку. Однако при передаче энергии в индуктивный накопитель массив и демпферная обмотка не могут воспрепятствовать размагничивающему действию потока реакции якоря, которое, как нами установлено, проявляется в четвертой четверти периода э.д.с. каждого цикла, когда реакция якоря носит намагничивающий характер. Это требует новых решений в вопросе разработки систем возбуждения.

4. Колебания частоты вращения ротора, возникающие при работе ударного генератора на индуктивный накопитель, могут достичь критического уровня и привести к останову ротора, если оставшийся запас кинетической энергии становится соизмерим с энергией ВКЗ генератора.

Учет влияния изменения частоты вращения ротора позволяет прогнозировать необходимость использования дополнительного маховика и его параметры.

Параметры ударного.генератора и индуктивной нагрузки

В настоящее время достаточно полно разработаны рекомендации по конструированию ударных генераторов, доведены до определенных оптимальных пределов их геометрические размері и электрические параметры [12, 18, 19, 51, 53, 65, 93, 97, 119, 120, 121, 126, 127, 129, 130, 135 ]. Основное внимание при этом обращается на обеспе чение минимальной величины сверхпереходного сопротивления машины Xd которое практически оказывается близким к сопротивлению рассеяния обмотки статора Хба [99, 124 I . Максимальный ввод энергии в нагрузку определяется в первую очередь соотношением между параметрами ударного генератора и нагрузки. Величина согласованного индуктивного сопротивления нагрузки Хн при режиме одиночных импульсов должна быть равна ударному сопротивлению генератора Худ . Не рекомендуется допускать отклонения индуктивного сопротивления нагрузки от своего согласованного значения более, чем в два раза [45, 96, 135, 153] . Для большей эффективности накопления энергии в индуктивностях активное сопротивление контура генератор-нагрузка должно оыть по-возможности, небольшим [lI9, 120] . Особенно важно учитывать влияние активного сопротивления нагрузки Ґн при работе ударного генератора в режиме зарядки индуктивного накопителя.

С целью иллюстрации влияния Гн проведен анализ изменения величин тока 1н и энергии QH нагрузки при изменении параметров генератора и индуктивного накопителя, имеющего следующие базовые данные: Хн/ОСd = 2 (4 Xd ) ; Гц/Гд =1.0, при которых эти величины приняты за единицу. Результаты расчета на ЦВМ -E0-I033 представлены на рис. 1.5, где: кривая I - соотношение активных сопротивлений изменяется пропорционально отношению индуктивных; кривая 2 - величина активного сопротивления индуктивного накопителя принята равной нулю (сверхпроводник). Из сопоставления кривых I и 2, рис. 1.5, видно, что эффективность работы ударного генератора на индуктивный накопитель резко снижается, когда активное сопротивление нагрузки растет пропорционально росту ее индуктивного сопротивления.

Получение оптимальных параметров генератора и нагрузки встречает определенные трудности. Ряд казалось бы необходимых конст -рукторских решений ведет к ухудшению условий охлаждения активной стали и меда, поэтому ударный генератор не выдерживает длительной нагрузки. Не всегда уменьшение сверхпереходного сопротивления может привести к увеличению мощности короткого замыкания, т.к. по мере снижения Худ происходит одновременное уменьшение коэффициента затухания тока статора [lI9] . Создание значительной индукции в воздушном зазоре связано с предельным насыщением и увеличением мощности возбуждения (последнее ограничено допустимым нагревом обмотки возбуждения), с решением вопроса гашения поля машины, с ухудшением коэффициента форсировки магнитного потока 103, 129] . Повышение напряжения ударного генератора требует усиления пазовой изоляции, что снижает коэффициент заполнения паза и может привести к возрастанию плотности тока, что вызывает увеличение потерь в меди обмотки статора генератора. Следует учесть тот фактор, что в реальных условиях, как правило, оговорены весовые и габаритные показатели источника питания, а это значительно затрудняет проектирование ударного генератора и получение необходимых параметров. Кроме того, расчет параметров в ударных генераторах с массивным ротором осложняется ввиду некоторой неопределенности электрических контуров, которые образуются при обтекании токами поверхностей бочки ротора (массива), клиновой системы и бандажных колец ротора.

Применение в ударном генераторе массивного ротора позволяет: повысить механическую прочность машины, достигнуть высоких окружных скоростей, увеличить запас кинетической энергии на единицу веса генератора, а также усилить демпферную обмотку. В отечественной и зарубежной литературе немало работ посвящено теории, расчету и испытаниям машин переменного тока с массивным ротором [60, 64, 68, 69, 70, 85, 99, 102, 108, 109, 124, 138, 139] .

При этом влияние массивного ротора на переходные процессы рассматривается» как правило, с введением ряда допущений.

Ротор представляется эквивалентной схемой, учитывающей кроме параметров обычных электрических цепей (обмотки возбуждения, демпферной обмотки) также параметры короткозамкнутых контуров, характеризующих отдельные участки массива (рис. 1.1 раздел 1.1 1).

Весьма распространенным способом выражения массива является его эквивалентирование только одним контуром по каждой ( d , (J, ) оси ротора [64, 69, 99, 102 ] . В ряде работ [б8, 85,. 124, 138] массив ротора представлен схемой замещения, учитывающей параметры трех контуров по каждой оси: стальных магнитных стержней, стальных коротко замыкающих колец и клиньев из немагнитного материала, крепящих обмотки ротора в пазах. Предлагают выражать массив ротора двумя контурами по продольной оси и четырьмя - по поперечной [l09] . В большинстве рассмотренных работ между индуктивными и активными сопротивлениями цепей массива сохраняется соотношение Х/Г = 0.6, данное в [94] .

Поскольку в настоящее время не существует единого способа расчета сопротивления эквивалентного контура, представляет интерес проанализировать расхождение методик в оценке влияния массивного ротора на переходные процессы в ударном генераторе с использованием имеющихся рекомендаций по расчету параметров эквивалентной схемы массива. G этой целью на ІЩМ-ЕС-І033 проведены расчеты для различных модификаций двухполюсного, однофазного, синхронного ударного генератора с зубчатым статором, спроектированного в габаритах серийного трехфазного асинхронного двигателя с фазным ротором мощностью 800 кВт, выпускаемого заводом "Сибэлектротяжмаш" города Новосибирска. Все модификации генератора имеют общий статор и цельно-кованные ротора, на которых расположены:

Предварительная форсировка

Одним из средств форсированного изменения магнитного потока в электрических машинах является применение продольно-поперечного возбуждения [ 33 ] . Схема ударного генератора с двумя обмотками возбуждения на роторе, сдвинутыми на угол 90 относительно друг друга, представлена на рис. 2.1. Каждая обмотка подсоединена к своему источнику питания. Изменяя силу и направление токов этих обмоток, можно влиять на амплитуду результирующего потока в воздушном зазоре машины и его поворот относительно ротора на любой угол в любую сторону.

На рис. 2.2 дана векторная диаграмма токов и потокосцеплений генератора с продольно-поперечным возбуждением, работающим на согласованную нагрузку. Угол Л определяет положение, которое занимает результирующее потокосцепление в воздушном зазоре относительно ротора. Положение ротора относительно обмотки статора определяется углом д . На. диаграмме приняты следующие обозначения: 1а - ток обмотки статора; I+d Ifq » lid " ток бмотки возбуждения по продольной и поперечной осям соответственно и ток демпферной обмотки по оси d ; Wo,- потокосцепление обмотки статора; Ф5 результирующее потокосцепление в воздушном зазоре; Щб Фба " составляющие лотокосцепления в воздушном зазоре по продольной и поперечной осям; Фба потокосцепление рассеяния обмотки статора; ty 6d , Ща проекции составляющих потокосцеплеяия в воздуш- ном зазоре на ось 0L ; Wxfd » aj l проекции потокосцепления взаимной индукции обмотки статора с обмотками возбуждения на оси d и ; fud » $Щ - составлящие потокосцепления взаимной индукции обмоток возбуждения по продольной и поперечной осям с обмоткой статора; Фца(1 - потокосцепление взаимной индукции демпферной обмотки по оси и с обмоткой статора. Переходные процессы, протекающие при работе ударного генератора с продольно-поперечной системой возбуждения, описываются уравнениями: где Wfd , Ц1 , Dd - потокосцепления обмоток возбуждения по продольной и поперечной осям и демпферной обмотки; Uid , ІЬ - напряжения, подаваемые на обмотки возбуждения по продольной и поперечной осям. Выражения потокосцеплений обмоток ударного генератора при использовании взаимной системы относительных единиц и учете насыщения магнитной цепи по основному пути магнитного потока приведены к виду, удобному для решения на ABM [lI7J : При симметричной магнитной цепи Xad = Хщ Структур ная схема аналоговой модели, составленная по уравнениям (2,1) -. (2.4), приведена на рис. 2.3. Некоторое упрощение математической, модели стало возможным в результате принятых при моделировании допущений: - потери в стали не учитываются; - влияние высших гармонических магнитного поля не учитывается; - частота вращения ротора генератора постоянна. Математическое моделирование выполнено на АВМ-Ш-І4. При исследовании была поставлена задача найти условия получения максимально возможной амплитуды тока статора при рациональном увеличении мощности возбуждения генератора и времени форсировки. Исследования проведены для ударного генератора, выполненного в габаритах 11-100-2. Параметры даны в табл. 2.1. При расчете принято: IaJi = 47000А; Ijfc = I520A; IDdS = 50300А; коэффициенты приведения !ТЦ$ = 0.0324; ГПLBd = 1.07; Ijdo = 0.45 о.е. (соответственно tljdo = 425В, Pfdo = 291кВт); Utf = II2QB. Рабочий цикл ударного генератора осуществляется следующим образом. Обмотка возбуждения по продольной оси, питакщаяся током Ijdo , создает начальный магнитный поток Wfdo . При вращении на холостом ходу замыкается коммутирующий аппарат (К2), рис. 2.1, и обмотка возбуждения по поперечной оси подключается к источнику напряжения Ujq, . Суммарное потокосцепление обмоток возбуждения нарастает до максимального значения со скоростью, определяемой постоянной времени обмотки возбуждения по поперечной оси. Скорость нарастания суммарного потокосцепления обмотки возбуждения, , определяемая количеством периодов э.д.с, увеличивается с ростом коэффициента форсировки Кф = И ад/Цid t табл. 2.2. Для исследуемого ударного генератора после пяти периодов э.д.с. при Кф= I потокосцепление ф составляет 1.04 своего первоначаль ного значения Vfdo " ; при R p = 5 Фх = 1,49 Ipf do , а при R9= 10 потокосцепление Фх = 2.5 ty do Включение ударного генератора на согласованную нагрузку производится коммутатором (KI) в один из моментов, когда очередная положительная полуволна суммарного потокосцепления обмоток возбуждения машины достигает максимума. Полученные кривые изменения токов в обмотках генератора при разных длительностях форсированного возбуждения по поперечной оси представлены на рис. 2.4 (замыкание статора на нагрузку производится в точках I, 2, 3, 4 ...). Увеличение длительности форсированного возбуждения приводит к росту амплитуды тока статора генератора и повышению энергии QH t передаваемой генератором нагрузке. Изменения величины энергии Цн за один импульс тока и мощности возбуждения по поперечной оси в зависимости от длительности форсировки приведены в табл. 2,2.

Проведенные исследования позволяют выбрать оптимальный режим получения максимального импульса тока статора ударного генератора при определенном коэффициенте форсировки возбуждения с наименьшими сравнительными затратами энергии на возбуждение.

Емкостное подвозбувдение со стороны ротора

Как источник подмагничения емкость может быть использована и в цепях роторных обмоток электрических машин [48, 96 ] . Нами рассмотрена эффективность применения для ударного генератора схемы продольно-поперечного возбуждения при последовательном соединении обмоток и шунтировании продольной обмотки возбуждения неуправляемым вентилем (гл. 2, 2,4), Включение же в данном случае в цепь поперечной - 88 обмотки возбуждения конденсаторной батареи позволило создать новую схему возбуждения [35, 115 ] .

Исследования переходных процессов в ударном генераторе с использованием эффекта емкостного подвозбуждения со стороны ротора проведено на ЦБМ-ЕС-І033. Расчетная схема работы ударного генератора на индуктивный накопитель дана на рис. 3.3.

Обмотка возбуждения по поперечной оси ( Г , Xto ) соединяется последовательно с обмоткой по продольной оси. Питание обмоток осуществляется от однофазной сети переменного тока, выпрямленного посредством вентильного моста (В2). Начала обмоток возбуждения обозначены знаком # . За эталон сравнения при расчетах принята схема с одной продольной обмоткой возбуждения ( 2.4, табл. 2.4). дифференциальные уравнения равновесия напряжений записываются в виде:

Включение в предложенной схеме продольно-поперечного возбуэще-ния вентиля (BI) в обмотку по продольной оси и конденсатора (С) в обмотку по поперечной оси привело к созданию дополнительных рабочих контуров токов, что значительно усложняет рассмотрение переходных процессов в ударном генераторе. Отдельные этапы работы данной системы представлены схемами на рис, 3.4. Расчетные кривые токов ВКЗ в контурах обмоток модельного ударного генератора (см,приложение I) и кривая изменения напряжения на конденсаторной батарее изображены на рис. 3.5 (величина емкости С = 67 мкФ). Особенностью

До момента короткого замыкания по обмоткам возбуждения протека ет ток If о s If do = Іщр-Іцо . Емкость заряжается до напря жения, равного падению напряжения на активном сопротивлении попе речной обмотки возбуждения:

В цепи конденсаторной батареи в этот момент ток отсутствует. При коротком замыкании обмотки статора в обмотке возбуадения потоком реакции якоря наводится э.д.с, снижающая ток 1щ . Конденсаторная батарея перезаряжается, рис. 3.4,а. Ток, возникающий в поперечной обмотке на данном этапе под воздействием Еэд , сое-тавляет большую часть тока Цц, . Сразу же начинается зарядка конденсатора от сети возбуждения, рис. 3.4,в. Конденсатор разряжается по двум контурам: ( 0 , Г , ) и ( D , Г , Xfd t В2)« ПРИ Led = Led + !-& .В дальнейшем по мере выхода обмотки возбуждения по поперечной оси из магнитной связи с обмоткой статора ток Ljq, падает до нуля, поскольку нулевое значение приобретает и вторая его составляющая - ток Lc , рис. 3.5.

Колебательный процесс, происходящий в контуре ( С , Г , Хщ ), не имеет решающего значения в период до wt = 3/2П из-за большой положительной величины Е . При наличии в обмотке продольного возбуждения шунтирующей цепочки с вентилем (BI) максимум тока Ца и тока статора Lft настзшает при совпадении осей обмоток, т.е. через угол после поворота ротора на !Г ( J(H - угол между векторами потоков обмотки возбуждения и результирующего потока ротора). После поворота ротора на угол ЛҐ+$4 отрицательная э.д.с. в цепи обмотки поперечного возбуждения, наводимая потоком реакции якоря, прикладывается к выпрямительному мосту (В2) в обратном направлении проводимости вентилей ( Ld = о). Колебательный процесс в контуре ( 0 , Cjq, , Х ) в силу наличия активного сопротивления ( 0 Гп VSH/Jc ) будет иметь затухающий характер. Ток Цц меняет свое направление в зависимости от времени заряда и разряда конденсатора, рис. 3,5, К моменту исчезновения действия реакции якоря ( La-»-o) конденсатор оказывается заряженным положительно, рис. 3.4,с. Положительное напряжение 11(1 намного превосходит величину падения напряжения на активном сопротивлении обмотки по оси tj, . Ток lCd не может про-, текать по внешней цепи в положительном направлении в силу наличия в контуре вентиля (В2) и становится равным нулю. Конденсатор перезаряжается через поперечную обмотку возбуждения. При исчезновении тока в обмотке статора конденсатор разряжается в направлении уве - 94 3: Рис. 3.5. Кривые токов в контурах обмоток УГ, кривая напряжения на конденсаторе ( С = 67 мкФ). личения суммарного магнитного потока машины, вектор которого к моменту поворота ротора совпадает с осью продольной обмотки возбуждения. Имеет место гюдвозбуждение генератора, что подтверждается результатами расчетов переходных процессов в ударном генераторе при различных значениях емкости конденсаторной батареи, табл. 3.4.

В таблице приняты обозначения величин: С , Не , Qc - величина емкости, перенапряжения на емкоега, энергии конденсаторной батареи в режиме ВКЗ; ta - продолжительность импульса тока короткого замыкания 1а; tH - время достижения током нагрузки своего максимального значения; СОн - угловая частота вращения ротора в момент ін ; IfdK , If « - значения токов в обмотках продольного и поперечного возбуждения после режима ЖЗ перед новым включением ударного генератора. Картина распределения потокосцешгений в контурах обмотки статора и обмоток возбуждения генератора дана на рис. 3.6.

Рассмотренная схема возбуждения за счет использования конденсаторной батареи позволяет не только полностью компенсировать раз-возбуждающее действие потока реакции якоря, но и перевозбуждать генератор (с большим эффектом, чем при использовании сх.5, табл. 2.4). Например, для варианта С = 67 мкФ отношение э.д.с. после короткого замыкания к э.д.с. холостого хода составляет Erru/Emo = = 1.38, отношения токов Ifdn и їзди к своим значениям до момента ВКЗ соответственно равны 2.06 и I.II. Потокосцепление обмотки статора перед новым включением генератора превышает начальное значение Фао » рис. 3.6. За счет этого ток статора при работе генератора на индуктивную нагрузку в режиме накопления энергии близок по своей величине к амплитуде тока ВКЗ. При накоплении энергии в индуктивной нагрузке ( Хн = 2 Худ.) ток нагрузки (С = = 67 мкФ) возрастает в два с лишним раза, а энергия нагрузки QH

Математическая модель и результаты расчетов переходных процессов

Математическая модель расчета переходных процессов в ударном генераторе в габаритах АТД-2/800 по сравнению с математической моделью, рассмотренной в гл. 3, раздел 3.2.1, усложняется за счет учета контуров массива ротора и демпферной обмотки, расположенной по продольной оси ротора, рис. 4.2, Система дифференциальных уравт-нений (3.1) дополнена уравнениями равновесия напряжений указанных контуров и приобретает следующий вид:

В этих выражениях (в дополнение к гл. 3, раздел 3.2.1) 4 , Ц п -потокосцепления демпферных контуров и массива ротора; 1-D » Bn токи демпферных контуров и массива ротора; 1 » G)n " активные сопротивления демпферных контуров и массива ротора; ЭСц» Э-Вп " полные индуктивные сопротивления демпферных контуров и массива ротора; И - номер демпфирующего контура массива;

М - общее число контуров массива ротора, расположенных по одной оси. Введены дополнительно начальные условия: Значения токов системы возбуждения Ljd , Lf , lc определяются по уравнениям (3.3).

Разработанные на основе математической модели алгоритм и программа расчета на ЦВЗ-ЕС-І033 переходных процессов в ударном генераторе позволяют определять широкий круг величин (см. гл. I, раздел I.I.I). Расчет работы ударного генератора в габаритах АТД-2/800 на индуктивный накопитель энергии проведен при изменении емкости конденсаторной батареи, включенной в обмотку возбуждения по поперечной оси, в широких пределах (С в 100 3000 мкФ) при н/зСа = = 2 и Ги/fa = I. Результаты расчета, сведенные в табл. 4.2, показали, что при малых значениях емкости батареи (С = 100 и 150 мкФ) в цепи обмотки по оси С[ возникают большие перенапряжения, опасные для изоляции обмотки. В остальных случаях перенапряжения отсутствуют, величина тока нагрузки 1н остается практически на одном уровне, а отношение QG/QH мало. Итоги расчета работы ударного генератора на накопитель при изменении соотношения Хн/Ха ( Гн/fa - I) и емкости батареи С = 400 мкФ даны в таблицах 4.3, 4.4 и на рис. 4.3. В табл. 4.3: п - число импульсов накопления энергии; о)й - угловая частота в момент максимального значения тока Ін; LfU и Ця - значения токов в обмотках возбуадения по осям d и (\ перед последним включением ударного генератора на нагрузку, рис, 4.4. В табл. 4.4: , Pjd , Pf4 » Рц , Рм , Р рот. - соответственно потери в обмотках возбуждения, в демпферной обмотке, в массиве ротора и общие потери в роторе генератора; 0fd , Sjq, , 0D - перегревы обмоток возбуждения и демпферной обмотки после окончания передачи энергии в нагрузку за время одного цикла. Из таблиц 4.3 и 4.4 видно, что с увеличением соотношения Хн/Ха в 18 раз количество энергии в накопителе увеличилось в 13 раз, ток в нагрузке уменьшился при этом на 15 %9 а частота вращения ротора - на 20 %, Наибольшие потерн за время одного цикла накопления выделяются в обмотке возбуждения по продольной оси и в массиве ротора.

Расчетные кривые токов в обмотке статора ударного генератора, в нагрузке и в обмотках возбуждения по продольной и поперечной осям при Хн /Х& = 2; Гн /Га = I; С = 400 мкФ даны на рис. 4.4.

С целью подтверждения эффективности применения в ударном генераторе с массивным ротором разработанной системы возбуждения проведены исследования работы генератора на накопитель энергии для случаев, когда: - на массивном роторе расположена одна обмотка продольного воз-возбуждения; - на массивном роторе кроме обмотки продольного возбуждения имеется полная (по всей окружности ротора) демпферная обмотка.

Результаты исследований представлены в табл. 4.5. Расчеты показали, табл. 4.5, что ударный генератор с емкостным подвозбуждением способен передать в индуктивный накопитель энергии в 2,3 2,75 раза больше (при изменении #н /ССа. в пределах , 2 12), чем генератор с одной продольной обмоткой возбуждения на