Содержание к диссертации
Введение
1. Тиристорно-импульсное управление тяговыми электродвига телями рудничных электровозов 8
1.1. Краткая характеристика рудничной электровозной откатки 8
1.2. Системы управления рудничных электровозов 9
1.3. Тиристорно-импульсное управление тяговыми электродвигателями рудничных электровозов 12
1.4. Особенности работы тяговых электродвигателей при импульсном питании 15
1.5. Задачи работы 17
2. Пульсации тока тяговых электродвигателей 18
2.1. Задачи раздела 18
2.2. Классификация схем тиристорио-импульсного управления рудничных электровозов с точки зрения пульсаций тока тяговых электродвигателей 19
2.3. Обзор методов расчета пульсаций тока электродвигателей при импульсном питании 28
2.4. Гармонический состав переменных составляющих импульсного напряжения и тока тягового электродвигателя 39
2.5. Расчет пульсаций тока тягового электродвигателя в режиме электрической тяги 44
2.6. Действие пульсаций напряжения контактной сети на пульсации тока тягового электродвигателя .54
2.7. Расчет пульсаций тока тягового электродвигателя в режиме электродинамического торможения 59
2.8. Индуктивность обмоток тягового электродвигателя. 65
2.9. Уровень пульсаций тока тягового электродвигателя в режиме электрической тяги 74
2.10. Уровень пульсаций тока тягового электродвигателя в режиме импульсного электродинамического тормо жения 80
2.11. Краткие итоги раздела 85
3. Коммутационная напряженность тяговых электродвигателей . 89
3.1. Задачи раздела 89
3.2. Обзор методов оценки коммутационной напряженности двигателей пульсирующего тока 89
3.3. Критерий коммутационной напряженности тягового электродвигателя с тиристорно-импульсным управлением 98
3.4. Особенности коммутируемого контура обмотки якоря тяговых электродвигателей рудничных электровозов .103
3.5. Методика определения небалансной переменной ЭДС
коммутируемого контура в квазистационарных режимах работы 106
3.6. Оценка коммутационной напряженности тягового двигателя ДРТ-ІО в квазистационарных режимах работы 110
3.7. Допустимый уровень пульсаций тока 117
3.8. Краткие итоги раздела 119
4 Экспериментальные исследования 122
4.1. Задачи раздела 122
4.2. Объект экспериментальных исследований 122
4.3. Экспериментальная установка 123
4.4. Экспериментальное определение индуктивности обмоток 126
4.5. Экспериментальное определение коэффициента соответствия магнитопровода 135
4.6. Экспериментальное определение коэффициента пульсаций тока в режиме электрической тяги 153
4.7. Экспериментальное определение коэффициента пульсаций тока в режиме импульсного электродинамического торможения 159
4.8. Экспериментальное определение коммутационной напряженности 161
4.9. Краткие итоги раздела 166
Заключение 168
Литература 175
- Системы управления рудничных электровозов
- Обзор методов расчета пульсаций тока электродвигателей при импульсном питании
- Особенности коммутируемого контура обмотки якоря тяговых электродвигателей рудничных электровозов
- Экспериментальное определение индуктивности обмоток
Введение к работе
Исследования, проведенные в данной работе, выполнены по плану научно-исследовательской работы кафедры электрических машин Харьковского ордена Ленина политехнического института имени В.И.Ленина, направленной на создание тяговых электродвигателей для рудничного электровозного транспорта.
В настоящее время на рудничном электровозном транспорте широко внедряется тиристорно-импульсная система управления тяговыми электродвигателями. В связи с этим необходимо обеспечить надежную работу тяговых электродвигателей при питании от тиристори о-импульсных преобразователей напряжения.
Настоящая работа призвана в определенной мере решить эту научно-техническую задачу. Ее целью является разработка метода определения допустимого уровня пульсаций тока тяговых электродвигателей рудничного электровозного транспорта.
Научная новизна работы представлена результатами теоретических и экспериментальных исследований пульсаций тока и коммутационной напряженности тяговых электродвигателей, основное содержание которых заключается в следующих рассмотренных и решенных задачах:
проведена классификация реальных схем тиристорно-импульс-ного управления тяговыми электродвигателями рудничных электровозов по характеру пульсаций тока;
создана новая методика расчета пульсаций тока, учитывающая такие факторы, как несинфазность переменных составляющих напряжения тиристорно-импульсного преобразователя и ЭДС обмотки якоря тягового двигателя, а также совместное действие пульсаций напряжения контактной сети и тиристорно-импульсного преобразователя;
разработана методика расчета пульсаций тока тягового элек-
тродвигателя в режиме импульсного электродинамического торможения;
- создана методика оценки коммутационной напряженности тя
говых электродвигателей рудничных электровозов.
Практическая ценность работы заключается в создании методики определения допустимого уровня пульсаций тока тяговых электродвигателей рудничных электровозов с тиристорно-импульсным управлением.
Основные результаты работы переданы ОКБ харьковского завода "Электромашина" и используются при проектировании систем тирис-горно-импульсного управления рудничными электровозами, а также используются на кафедре электрических машин Харьковского ордена Іенина политехнического института имени В.И.Ленина при проведении іаучно-исследовательских работ по созданию новых тяговых электродвигателей для рудничного электровозного транспорта.
Материалы диссертационной работы докладывались и обсуждались іа республиканской научно-технической конференции "Перспективы )азвития электромашиностроения на Украине" (Харьков, 1983), на іаучно-технических конференциях профессорско-преподавательского їостава, аспирантов и сотрудников Харьковского политехнического шститута в 1982-1984 гг., на заседании кафедры электрических маши Харьковского политехнического института в 1984 г.
Основные материалы диссертации представлены в шести печатных і рукописных работах.
На защиту выносится:
классификация реальных схем тиристорно-импульсного управле-еия тяговыми электродвигателями рудничных электровозов по харак-'еру пульсаций тока;
методика расчета пульсаций тока тяговых электродвигателей іудничннх электровозов с тиристорно-импульсным управлением в режи-
7 мах электрической тяги и импульсного электродинамического торможения;
методика оценки коммутационной напряженности тяговых электродвигателей рудничных электровозов с тиристорно-импульсным управлением;
методика определения допустимого уровня пульсаций тока
тяговых электродвигателей рудничных электровозов с тиристорно-импульсным управлением.
Системы управления рудничных электровозов
До недавнего времени единственной системой управления ТЭД РЭ ала реостатная система с последовательно-параллельным переключе-яем ТЭД /25/. Эта система управления позволяет ступенчато изменять апряжение, подводимое к ТЭД, или сопротивление в его цепи, в ре-рльтате чего регулируется скорость движения. Кроме того, реостат-ая система позволяет применить реостатное торможение. Управляющим апаратом здесь является контроллер машиниста, контакты которого вреключают силовые цепи ТЭД. Реостатная система имеет две эконо-ЇЧЄСКИЄ позиции - с последовательным и параллельным включением ЭД без добавочных сопротивлений. На этих позициях возможно дли-зльное движение электровоза без потерь энергии в реостатах со скоростью, соответствующей естественной характеристике ТЭД и характеристике при половинном напряжении.
Реостатная система управления имеет ряд существенных недостатков: 1. Потери энергии в реостатах повышают расход электроэнергии и стоимость откатки. Это обстоятельство особенно ощутимо для аккумуляторных электровозов, у которых потери энергии в реостатах снижают энергоресурс и увеличивают время простоя на зарядку аккумуляторов или их замену. 2. Наличие всего лишь двух экономических ("ходовых") ступеней регулирования скорости снижает гибкость управления, особенно важную в сложных условиях горных выработок, и тем самым снижает эксплуатационную скорость и производительность рудничной электровозной откатки. 3. Ступенчатое изменение сил тяги и торможения вызывает колебание этих сил в широких пределах - от максимального до мини-«ального значения. Поскольку максимальные значения сил тяги и торможения ограничиваются по условиям сцепления колес электровоза Ї рельсами, то ограничивается и среднее значение этих сил, опре-іеляющее ускорение при пуске и замедление при торможении электро-шза. В результате время разгона и торможения возрастает, что снижает эксплуатационную скорость и производительность рудничной лектровозной откатки.
Для аккумуляторных электровозов два первых из перечисленных ;едостатков, присущих реостатной системе управления, удалось странить в так называемой безреостатной системе /24/. В этой іистеме аккумуляторная батарея разделена на две равные секции, ко-орые при помощи контроллера могут соединяться последовательно или араллельно. Поскольку ТЭД тоже могут соединяться последовательно ли параллельно, можно получить пять экономических ступеней регу лирования напряжения и скорости. В настоящее время безреостатная система управления является основной для аккумуляторных электровозов. Однако толчки силы тяги, ограничивающие возможность использования максимального значения этой силы по условиям сцепления колес с рельсами, присущи и этой системе управления. Кроме того, такая система не может быть использована для контактных электровозов.
В настоящее время наиболее прогрессивной системой управления ГЭД РЭ является тиристорно-импульсная система. Тиристорно-импульсная система управления позволяет бесступенчато изменять напряжение на ТЭД в широких пределах, без применения реостатов, в результате чего: 1) повышается гибкость управления, появляется возможность выбрать любую оптимальную по условиям движения скорость электровоза; 2) исключаются потери в реостатах, снижается расход электроэнергии и повышается энергоресурс аккумуляторных электровозов; 3) исключаются колебания сил тяги и торможения при разгоне я торможении составов, что позволяет использовать максимальные по условиям сцепления колес с рельсами значения сил тяги и тормо-кения и, следовательно, сократить время разгона и торможения.
Перечисленные преимущества тиристорно-импульсной системы управления позволяют получить значительный экономический эффект за счет повышения производительности электровозной откатки.
Опытно-промышленная эксплуатация контактных рудничных элек-гровозов показала /2/, что при замене реостатной системы управле-шя на тиристорио-импульсную допустимая масса состава может быть увеличена на 36-44 %, КПД электропривода повышается с 52 до 83 %, экономия электроэнергии составляет 7-37 % в зависимости от режима )аботы. Кроме того, улучшаются динамические характеристики - время разгона сокращается на 25 %, длина разгона - на 30 %, тормозной путь - на 25-35 %, величина тягового усилия возрастает на 80 %. Согласно работе /23/, годовой экономический эффект от внедрения системы тиристорного управления на электровозе КІ4 составляет 6,5 тыс. рублей.
Однако работа ТЭД в системе импульсного питания осложняется пульсациями тока, вызываемыми импульсным характером напряжения.
Тиристорно-импульсное управление тяговыми электродвигателями рудничных электровозов
Тиристорно-импульсное управление ТЭД рудничных электровозов эсуществляется на основе бесконтактных схем, построенных на силовых полупроводниковых приборах - тиристорах. Регулирование натр яжения, подводимого к электродвигателю, осуществляется широтно-шпульсной модуляцией.
Классическая схема импульсного питания ТЭД показана на )ис. І.І. Постоянное напряжение UgK источника питания подается іа вход тиристорно-импульсного преобразователя, который состоит із входного фильтра Фвх, прерывателя П и выходного фильтра Фвых. входной фильтр Ф_„ служит для защиты источника питания от нагрузки імпульсного характера. Следует отметить, что в реальных схемах гиристорно-импульсного управления рудничных электровозов входной шльтр используется редко. Прерыватель П периодически включает и )тключает цепь ТЭД, благодаря чему на зажимы ТЭД поступают импуль-;ы напряжения Un . Выходной фильтр Ф служит для уменьшения ульсаций тока ТЭД и содержит сглаживающую индуктивность L% и іунтирующий диод Д, через который замыкается ток іа в период :аузы 1ц прерывателя П. Следует отметить, что в реальных схе-:ах тиристорно-импульсного управления рудничных электровозов
Обзор методов расчета пульсаций тока электродвигателей при импульсном питании
Широкое внедрение в технику силовых управляемых полупроводниковых приборов - тиристоров обусловило появление большого числа работ, посвященных расчету электромагнитных процессов в тиристорних электроприводах. В частности, в 60-70-х годах появилось несколько работ, предлагающих методы расчета пульсаций тока в электродвигателе при импульсном питании. Такие методы предложены В.К.Пироженко /2/, М.И.Голубевым /3/, А.И.Денисовым и С.А.Дима-ровым А/, В.Д.Флора /7/, Л.В.Бирзниексом /9, 10, 15/, Б.П.Петровым /II/, Н.А.Осташевским /13/. Все эти методы могут быть разделены на две группы: упрощенные и уточненные.
Упрощенные методы расчета пульсаций тока основаны на замене действительных электромагнитных процессов в системе ТИП - ТЭД приближенными моделями с целью получения простых и удобных для трактики расчетных формул. Уточненные методы основаны на рассмотрении максимально приближенных к действительности процессов. Одним из первых упрощенных методов расчета пульсаций тока з электродвигателе при импульсном питании был метод В.Д.Флора /7/. Этот метод основан на сравнении электромагнитной энергии, запа-зенной в индуктивности нагрузки ТИП в конце периодов импульса Н [ паузы to, . Автор /7/ предлагает следующее выражение для расчета размаха [ульсаций тока: Другой упрощенный метод определения пульсаций тока в нагрузке ТИП предложен Л.В.Бирзниексом /15/. Этот метод, названный методом "эквивалентного интеграла", основан на аппроксимации кривых тока L(t) прямыми линиями, таким образом, что площади, ограниченные прямолинейными и экспоненциальными отрезками, равны. Расчетная схема по методу /15/, представленная на рис.2.8,а, составлена на основе следующих допущений: 1) пренебрежение пульсациями входного напряжения; 2) равенство мгновенного значения падения напряжения на омическом сопротивлении цепи нагрузки 1 н его среднему значению 3) постоянство выходного напряжения преобразователя Ua . Для интервала времени уТ , соответствующего проводящему зостоянию прерывателя П, справедливо уравнение чде L3 - эквивалентная индуктивность нагрузки. Решив это уравнение с учетом принятых допущений, автор при-содит к окончательному выражению, аналогичному (2.1). Следователь-ю, оба рассматриваемых упрощенных метода дают одну и ту же рас-іетную формулу. Еще один упрощенный метод расчета пульсаций тока электро-івигателя при импульсном питании предложен Б.П.Петровым /II/. Івтор считает, что с учетом перезаряда коммутирующей емкости и [емгновенности включения и отключения импульсы напряжения следует редставлять в виде треугольников, в отличие от других работ, в ;оторых эти импульсы представлены прямоугольниками. При условии ;остоянства среднего напряжения на нагрузке колебания тока опре-еляются из выражения где tc0 - время перезаряда коммутирующей емкости ТИП. Основное отличие этого метода от изложенных ранее состоит в учете времени перезаряда коммутирующей емкости Zco Следует отметить, что в реальных ТИП форма импульсов напряжения незначи-гельно отличается от прямоугольной и представление этих импульсов з виде треугольников незначительно влияет на результаты расчета. Оценивая все упрощенные методы расчета пульсаций тока, необходимо отметить, что они дают весьма простые и удобные для прак- ических целей расчетные формулы. Однако точность этих методов іевнсока, поскольку все они не учитывают пульсаций ЭДС якорной )бмотки, обусловленных пульсациями тока в обмотке возбуждения. Сак показывает опыт, в ТЭД рудничных электровозов с массивным ітатором коэффициент пульсаций ЭДС якорной обмотки составляет Ю-І5 % от коэффициента пульсаций тока в обмотке возбуждения. В ілучае применения расслоенного статора эта величина еще больше, [оэтому пренебрежение только этим фактором существенно снижает очность расчета. Кроме того, все упрощенные методы не учитывают ульсаций напряжения контактной сети, что также существенно сни-ает точность расчетов. Все упрощенные методы применимы только ля режима тяги и не могут быть использованы для определения пуль-аций в режиме импульсного электродинамического торможения. И, аконец, ни один из перечисленных методов не содержит методики пределения индуктивности ТЭД, которая считается известной. Уточненный метод расчета пульсаций тока, учитывающий пульсации агнитного потока и ЭДС якорной обмотки, а также экспоненциальную орму кривой L(-b) , предложен Л.В.Бирзниексом /10/. В основу рас-ета положена схема замещения, показанная на рис. 2.9, на которой ТИП представлен в виде ключа S , замыкающегося (режим А ) и размыкающегося (режим 6 ) с постоянной частотой . Индуктивности обмоток якоря La » добавочных полюсов Ln , а также часть индуктивности обмоток главных полюсов Lg , обусловленная магнитным потоком их рассеяния Я$ , в сумме составляют постоянную по величине индуктивность L . Другая же часть индуктивности главных полюсов Lg , обусловленная основным магнитным потоком Ф , по мнению автора, зависит от насыщения магнитной цепи и существенно уменьшается в результате действия вихревых токов в массивных час-гях магнитопровода. Магнитный поток Ф определяется из линеаризованной магнит-зой характеристики ТЭД, показанной на рис. 2.10, как Расчет пульсаций тока основан на решении дифференциальных сравнений: для режима А для режима D де і - ток в ТЭД; R - суммарное активное сопротивление обмоток ТЭД; Се- постоянная обмотки якоря ТЭД; П - частота вращения якоря ТЭД. Решая совместно уравнения (2.5) и (2.6), автор получил выра-ение для размаха пульсаций тока: Другой уточненный метод расчета пульсаций тока предложил [.А.Осташевский /13/. Как и в предыдущем методе, здесь в основу асчета положены дифференциальные уравнения, составленные для пе-иодов импульса и паузы напряжения. Схема для расчета по этому ме-оду показана на рис. 2.II. Для интервалов импульса (рис. 2.II,а) паузы (рис. 2.11,6) по соответствующим схемам составляются равнения це Е , Со - ЭДС источника питания и якоря электродвигателя; Ru t Ro - активные сопротивления источника питания и электро-вигателя; iu, La - индуктивности источника питания и электродвигателя, Так же, как и в работе /10/, Еп представляется при помощи ине ари зо ванной магнитной характеристики электродвигателя. Опреде-яя значения токов і на границах импульса и паузы из уравнений 2.8) и (2.9), автор получает выражение для размаха пульсаций эка Еще один уточненный метод расчета пульсаций тока разработан ,й.Денисовым и С.А.Димаровым А/. Этот метод разработан примени
Особенности коммутируемого контура обмотки якоря тяговых электродвигателей рудничных электровозов
При определении ЭДС, наводящихся в коммутируемом контуре обмотки якоря тягового электродвигателя, требуется знать число витков в контуре. Обычно коммутируемый контур образован одной секцией якорной обмотки, и тогда число витков коммутируемого контура и/к равно числу витков в секции Wc Особенностью схемы якорной обмотки тяговых двигателей рудничных электровозов является установка двух щеточных болтов вместо четырех, обычно устанавливаемых в четырехполюсных машинах. Половинное число щеточных болтов применяется в связи с условиями эксплуатации тяговых двигателей рудничных электровозов. Дело в том, что доступ к тяговым двигателям на электровозе затруднен. Обычно доступ к двигателям обеспечивается только сверху при снятой аккумуляторной батарее. Коллекторные люки на взрывозащищенных двигателях должны иметь конструкцию, обеспечивающую взрывозащиту, поэтому они выполняются плоскими, с большим числом болтов для крепления. Все эти особенности затрудняют устройство на двигателе двух коллекторных люков. А поскольку через один люк можно обслуживать только два щеточных болта, то и устанавливают их два. Другая причина установки двух щеточных болтов вместо четырех обусловлена тем, что из-за крайне стесненных габаритных размеров в тяговых двигателях рудничных электровозов устанавливается неполное число добавочных полюсов. Место одного из добавочных полюсов используется для устройства взрывобезопасной клеммной коробки. Поэтому на тяговых двигателях рудничных электровозов устанавливается три добавочных полюса, которые соответственно воздействуют на три активные сто роны секций. Эти конструктивные особенности тяговых двигателей рудничных электровозов определяют особенности схемы коммутируемого контура их якорной обмотки. Коммутируемый контур волновой обмотки якоря тяговых двигателей рудничных электровозов, как показано в работах /72, 73/, образован из последовательно соединенных секций. Коммутирующая ЭДС в этом контуре создается полем добавочных полюсов. Схема коммутируемого контура волновой обмотки с неполным числом щеток и добавочных полюсов показана на рис. ЗЛ. Как видно из этой схемы, коммутируемый контур CL&CcL образован двумя секциями волновой обмотки, заключенными между коллекторными пластинами I и К . Контур аёссС замкнут накоротко щеткой I , контактирующей с пластинами I и К . На схеме коммутируемого контура условно обозначены наводящиеся в его элементах переменные составляющие ЭДС. В каждой активной стороне секции наводится переменная составляющая реактивной ЭДС Єр„ . В трех активных сторонах секций, расположенных в зоне добавочных полюсов j , 3 и Ц1 , наводятся коммутирующие ЭДС Єк . Кроме того, в контурах аёс и ссСсс наводятся трансформаторные ЭДС Вт Очевидно, что коммутируемый контур обмотки якоря ТЭД рудничных электровозов усложняет условия коммутации на пульсирующем гоке, поскольку реактивная и трансформаторная ЭДС в этом контуре удваиваются. Это обстоятельство аналогично удвоению числа витков в коммутируемых секциях машин с полным числом щеток. В коммутируемом контуре волновой обмотки с полным числом ще-гок, как показано на рис. 3.2, те же самые секции аёс и CcLd эбразуют два коммутируемых контура I и [/ . Контур ] образован зекциеи аёс , коллекторными пластинами I и , щетками 1 и III и междущеточной перемычкой. Контур /7 образован секциейСОІСі, коллекторными пластинами - и К , щетками ] и III и междущеточной перемычкой. Из сравнения схем коммутируемых контуров, приведенных на рис. 3.1 и 3.2, видно, что коммутируемый контур ТЭД с неполным числом щеток находится в более неблагоприятных по коммутации условиях, поскольку в нем действуют удвоенные ЭДС. Отсутствие одного из добавочных полюсов также неблагоприятно сказывается на процессе коммутации ТЭД. В схеме на рис. 3.1 отсутствует добавочный полюс 2 . В активной стороне секции вс , расположенной в зоне отсутствующего добавочного полюса , не іаводится коммутирующая ЭДС и не компенсируется ЭДС реакции якоря 6 , . Для достижения баланса ЭДС в коммутируемом контуреавасСсь гасла витков добавочных полюсов і , 3 » Ц увеличены с таким асчетом, чтобы суммарная коммутирующая ЭДС контура 2V била )авна суммарной реактивной ЭДС Zp« Однако увеличение магнитных ютоков трех оставшихся добавочных полюсов примерно на одну треть гоиводит к насыщению этих полюсов, что отрицательно сказывается іа коммутации при перегрузках ТЭД. Указанные особенности коммутируемого контура ТЭД рудничных лектровозов необходимо учитывать при анализе коммутационной напряженности при тиристорио-импульсном управлении. 3.5. Методика определения небалансной переменной ЭДС коммутируемого контура в квазистационарных режимах работы Как показано в разд. 3.3, в квазистационарных режимах работы :оммутационная напряженность электродвигателя при пульсирующем оке характеризуется отношением небалансной переменной составля-іщей ЭДС коммутируемого контура якорной обмотки к запасу двигателя по небалансной ЭДС. В данном разделе предложена методика опре-деления небалансной переменной составляющей ЭДС коммутируемого контура. Мгновенное значение небалансной переменной составляющей ЭДС &В„ определяется как сумма мгновенных значений переменных составляющих реактивной вр , коммутирующей ЄКлу и трансформаторной вт ЭДС: дЄ =Єр„ + Єк„ + Єг . (3.25) Для определения каждой из составляющих небалансной ЭДС выразим их в зависимости от соответствующих коэффициентов пульсации. Переменные составляющие ЭДС коммутируемого контура несинусоидальны и могут быть представлены рядами Фурье. Тогда любые гармонические составляющие ЭДС можно вычислить отдельно. Обозначим амплитудные значения У -х гармонических реактивной, коммутирующей и трансформаторной ЭДС контура соответственно через) где Ер , ЕК - постоянные составляющие реактивной и коммутирующей ЭДС контура; Фг - постоянная составляющая магнитного потока главных полюсов; KLJJ fcfrV fc? )?" коэффициенты пульсаций -х гармонических переменных составляющих соответственно тока и магнитных потоков главных и добавочных полюсов; fy - частота У -й гармонической ЭДС. Выражения для мгновенных значений 0 -х гармонических переменных составляющих ЭДС коммутируемого контура имеют вид, Расчет гармонических переменных составляющих ЭДС коммутиру-ІМОГО контура удобно выполнить при помощи гармонических коэффи-щентов соответствия магнитопровода fi, и ДК . Из (2.50) сле-іует,
Экспериментальное определение индуктивности обмоток
Как было показано в разд. 2.8, расчетные методы определения индуктивности обмоток ТЭД при пульсирующем токе носят весьма приближенный характер. Это вызвано трудностью учета влияния вихревых токов на переменные составляющие магнитных потоков. Поэтому разные исследователи электрических машин дают различные рекомендации по расчету индуктивности обмоток, на основе которых получают разные результаты расчета.
Так, например, А.Б.Иоффе /27/ предлагает определять индук-гивность без учета вихревых токов при помощи магнитной характеристики, а полученный результат снижать до 50 %, чем учитывается їействие вихревых токов. Л.В.Бирзниекс /10/ считает, что вихревые токи полностью демпфируют переменные составляющие магнитных ютоков, замыкающихся по магнитопроводу, и индуктивность опреде-іяется только потоками рассеяния обмоток. И тот и другой авторы эставляют значительные неопределенности в вопросе об индуктив-ЇОСТИ обмоток.
Безусловно, вихревые токи существенно влияют на величину ИН-іуктивности обмоток ТЭД, однако вопрос о количественной стороне того влияния не исследован, вследствие чего нет методов расчета гндуктивности, дающих достаточно точные для практики результаты.
В данной работе не ставится задача разработки точных методов асчета индуктивностей обмоток ТЭД. Однако здесь ставится задача (пределить действительные значения индуктивностей обмоток ТЭД кспериментально и сравнить их с различными расчетными методами.
Анализ методов экспериментального определения индуктивностей биоток ТЭД показал, что наиболее приемлемым является метод, из-:оженный в работе /62/. Согласно этому методу, индуктивность об-оток определяется по сопротивлению переменной составляющей тока і частотой 50 Гц, наложенной на постоянную составляющую тока.
Поскольку тиристорно-импульсные преобразователи рудничных лектровозов выполняются на разные частоты следования импульсов, задачей настоящего исследования явилось определение индуктивнос-тей обмоток ТЭД в диапазоне частот 50-550 Гц. Кроме того, определялось влияние степени насыщения магнитной цепи ТЭД на величину индуктивности его обмоток.
Схема для определения индуктивностей обмоток исследуемого ТЭД типа ДРТ-Ю представлена на рис. 4.4. На схеме обозначено: МЗ » LM И Ьдп - соответственно обмотки якоря, возбуждения и добавочных полюсов исследуемого ТЭД; &1 - генератор постоянного тока для питания МЗ постоянным током, величина которого изменяется в диапазоне 50-150 А; ЛИ - асинхронный двигатель привода Ст1 GZ - синхронный генератор синусоидального тока повышенной частоты, приводимый во вращение от двигателя постоянного тока MZ . За счет изменения частоты вращения MZ частота переменного тока (JZ может изменяться в пределах 50-550 Гц. Цепь &2 защищена от проникновения в нее постоянного тока емкостью С . Цепь (И защищена от проникновения в нее переменного тока индуктивностью I, , величина которой в несколько раз больше индуктивности обмоток МЗ . Переключатель $ позволяет подключать переменный ток последовательно к обмоткам Ц/з » -дп и МЗ исследуемого ТЭД или питать все обмотки одновременно. Величина переменного тока регулируется питанием обмотки возбуждения І , а величина постоянного тока - питанием обмотки возбуждения 1$ .
Величины индуктивностей обмоток МЗ , Ьмз И Lon ТЭД опреде-іялись при нескольких значениях частоты переменного тока в диапазоне 50-500 Гц и при нескольких значениях постоянной составляющей гока в диапазоне от 0,5 1Ч до 1,25 1ч .
Величина индуктивности обмоток определяется по формулам: для обмотки возбуждения f - частота тока синхронного генератора.
Результаты определения индуктивностей обмоток ТЭД ДРТ-10, чем для обмотки главных полюсов. Так, при переходе от частоты 50 Гц к частоте 500 Гц индуктивность изменяется в 2-2,5 раза. Очевидно, это объясняется меньшей степенью насыщения магнитной цепи добавочных полюсов, а также большим влиянием вихревых токов в массивных сердечниках добавочных полюсов.
На рис. 4.7 показаны зависимости индуктивности обмотки якоря от частоты. Для обмотки якоря влияние вихревых токов выражено еще меньше, чем для добавочных полюсов. Так, изменение частоты от 50 до 500 Гц вызывает изменение индуктивности всего в 1,3-1,5 раза. Это обстоятельство вызвано замыканием магнитного потока обмотки якоря главным образом по шихтованным участкам магнитопровода и воздуху. Влияние насыщения на индуктивность якорной обмотки также выражено в меньшей степени вследствие замыкания магнитного потока в основном через воздушные зазоры.
На рис. 4.8 показаны зависимости полной индуктивности обмоток ТЭД от частоты. Из этих графиков видно, что около 60 % полной индуктивности обмоток ТЭД составляет индуктивность обмотки возбуждения. Это свидетельствует о неверных выводах, сделанных автором /10/, считающим, что индуктивность обмотки возбуждения при частоте более 100 Гц можно не учитывать. Влияние частоты на величину полной индуктивности ТЭД менее выражено, чем на индуктивность обмотки возбуждения, и обусловливает ее изменение примерно в 2,5 раза в диапазоне частот 50-500 Гц.
