Б А. ДЕЛЕКТОРСКИЙ
В. Н. ТАРАСОВ

приво







Б.А. ДЕЛЕКТОРСНИЙ
В. Н. ТАРАСОВ
Управляемый
гистерезисный
привод
МОСКВА ЭНЕРГОАТОМИЗДАТ 1983
ББК 31.291
Д29
УДК 62-83 :621.313.392
Д29
Делекторский Б. А., Тарасов В. Н.
Управляемый гистерезисный привод. - М.: Энергоатомиз-
дат, 1983. —128 с., ил.
50 к.
Изложены вопросы регулирования гистерезисного двигателя. Приве-
дены наиболее важные для проектирования гистерезисных электропри-
водов угловые и механические характеристики. Рассмотрены статиче-
ские и динамические показатели привода при регулировании возбужде-
ния и импульсный мехрд регулирования возбуждения как средство
обеспечения высоких энергетических и динамических показателей
привода. Даны примеры использования гистерезисного привода.
Для инженерно-технических работников, занимающихся вопросами
проектирования электроприводов.
2302030000-565
--------------16 3
051 (01)-83
ББК 31.291
6П2.1.081
Рецензент В. Н. Бродовский
© Энергоатом из дат, 1983
ПРЕДИСЛОВИЕ
Конкурентная способность автоматизированных микроэлектроприводов,
в которых используются различные типы электрических машин и которые
предназначены для одних и тех же областей применения, определяется осо-
бенностями технических требований со стороны механизмов, в которые
встраивается привод, а также текущими техническими предложениями по
совершенствованию каждого из типов машин. На соответствующих ступе-
нях развития микроэлектропривода роль той или иной микромашины пре-
терпевает изменения. Переоценка возможностей использования той или
иной машины происходит одновременно с процессом расширения обла-
стей применения автоматизированного микроэлектропривода, с соответст-
вующим увеличением номенклатуры используемых типов микромашин
и совершенствованием средств их управления.
В настоящее время все большее внимание уделяется бесколлекторным
машинам — асинхронным и синхронным. Возрастает также интерес к ги-
стерезисному двигателю, обладающему одновременно асинхронными и
синхронными свойствами и рядом других полезных качеств — бесконтакт-
ностью, простотой и прочностью конструкции ротора, малой инерцион-
ностью, высокими энергетическими и динамическими показателями в ре-
гулируемом приводе.	„
Но перечисленные преимущества на практике используются недостаточ-
но эффективно, а недостаткам гистерезисного двигателя (малый коэффи-
циент мощности и повышенная стоимость активного слоя ротора) часто
незаслуженно придается решающее значение. Авторы не стремятся затуше-
вать эти недостатки, но показывают в настоящей работе найденные пути
частичного или полного их устранения и демонстрируют возможности
выгодного использования естественных преимуществ гистерезисного дви-
гателя.
Главная цель данной книги — рассказать о ранее неизвестных или мало
изученных возможностях гистерезисного микроэлектропривода, требова-
ниях к материалу ротора и характеру его перемагничивания, комбиниро-
ванных гистерезисных двигателях и целесообразности их использования,
методах и средствах потенциального и частотного управления и техниче-
ских решениях для типовых областей применения.
При изложении материала повышенное внимание уделяется объяснению
физического существа процессов в гистерезисной машине, характерным
особенностям гистерезисного преобразования энергии. Приведенные
выкладки служат главным образом этой цели и не детализированы до
степени, необходимой для задач проектирования гистерезисного двигате-
ля, которые достаточно полно изложены в [1].
Настоящая книга является первой попыткой обобщить разрозненные
сведения о гистерезисном приводе. Работа осуществлялась в тесном науч-
ном коллективе, и ряд результатов, изложенных в книге, как это следует
из библиографии, получен совместно с коллегами по работе. Авторы бла-
годарят сотрудников кафедры за помощь в работе, рецензента доктора
техн, наук В. Н. Бродовского за критические замечания и редактора канд.
техн, наук В. П. Рубцова за большую работу, способствующую улучшению
качества изложения материала.
Авторы с признательностью примут все замечания по книге. Их следует
направлять в адрес Энергоатомиздата: 113114, Москва, М-114, Шлюзовая
наб., 10.
Авторы
ВВЕДЕНИЕ
Функциональные возможности электропривода определяются физически-
ми особенностями электродвигателя как определенного типа электроме-
ханического преобразователя энергии. Известно четыре вида магнитного
электромеханического преобразования энергии с использованием различ-
ных принципов формирования момента.
Магнитоэлектрический принцип заключается во взаимодействии про-
водников с током с независимым магнитным полем. Он используется
в неявнополюсных синхронных машинах с токовым и магнитным воз-
буждением .
Индукционный принцип основан на взаимодействии проводников с то-
ком с наведенными токами в короткозамкнутых обмотках или в сплош-
ном электропроводном теле. Этот принцип реализован в индукционных
(асинхронных) машинах.
Третий принцип состоит во взаимодействии проводников с ток^м и
ферромагнитного тела. Этот принцип можно определить как электромаг-
нитный. Он используется в реактивных машинах.
Четвертый принцип заключается во взаимодействии проводников с то-
ком с перемагничиваемым им магнитотвердым (гистерезисным) телом и
реализован в гистерезисных машинах.
Гистерезисное преобразование энергии в отличие от любого другого
электромеханического преобразования является универсальным, т. е.
синхронно-асинхронным. В асинхронном режиме оно, как и индукционное
преобразование, имеет необходимым условием потери скольжения в по-
движном элементе. Однако здесь потери скольжения пропорциональны
лишь первой степени частоты, а не второй, как при индукционном преоб-
разовании. Этим фактором обусловлены главным образом особенности
характеристик гистерезисного преобразователя в асинхронном режиме.
В отличие от магнитоэлектрического преобразования энергии здесь
допускается перемещение намагниченности подвижного элемента отно-
сительно его геометрических осей (пространственное перемагничивание).
Эта особенность не позволяет распространить на синхронный ре-
жим общие закономерности магнитоэлектрического преобразова-
ния.
Наконец, по сравнению с электромагнитным преобразованием отличие
состоит в том, что проводимости подвижного элемента (ротора) по его
геометрическим осям неоднозначны: они зависят от предыстории магнит-
ного состояния ротора.
5
Совокупность этих особенностей приводит на практике к принципиаль-
ным отличиям в характеристиках, алгоритмах и средствах управления,
выделяющим гистерезисный электропривод в самостоятельный класс
электроприводов.
Исторически первая область применения гистерезисного двигателя —
это счетчики времени. В них использовались малополюсные гистерезисные
двигатели со встроенным редуктором. Гистерезисные двигатели применя-
ются также для завода пружины механических часов, в качестве привода
выключателей в программных механизмах, для подачи бумаги в регистри-
рующих приборах [2]. В 50-е годы стали разрабатываться для этих целей
многополюсные конструкции гистерезисных двигателей с когтеобразным
статором. Рабочая мощность гистерезисных двигателей подобного рода
составляет доли ватта.
В области гироскопии гистерезисные двигатели практически не имеют
конкурентов. Здесь выгодно используются все их положительные качест-
ва [3]. К данной области примыкают иные инерционные электроприводы,
например электроприводы для центрифуг и центробежных распылителей
[4], которые находят применение в пищевой промышленности, медицине,
а также при моделировании перегрузок в машиностроении. В [5] сообща-
ется о массовом использовании центрифуг с гистерезисным двигателем
в атомной энергетике.
Третьей признанной областью применения гистерезисных двигателей
являются устройства записи и воспроизведения звука и изображения
[6], где гистерезисные двигатели используются для вращения дисков маг-
нитофонов. магнитных головок видеомагнитофонов, для перемещения
ленты в киноаппаратах и в фототелеграфных устройствах [7].
Гистерезисные преобразователи используются также в качестве муфт
[8], тахогенераторов [9], генераторов постоянной частоты [10] и демпфе-
ров, в частности для космических объектов [11].
В СССР разработано несколько серий гистерезисных двигателей [12,
13]. Одна из них — серия Г (до 60 Вт) — включает многофазные и одно-
фазные (конденсаторные) двигатели, предназначенные для работы от сети
с частотой 50 Гц. Главный недостаток гистерезисных двигателей разрабо-
танных серий состоит в низком коэффициенте мощности (без конденса-
тора) и соответственно в неудовлетворительном КПД. Невысокие энерге-
тические показатели являются основным препятствием к увеличению
верхней границы номинальной мощности, хотя и имеются гистерезисные
двигатели мощностью 3 кВт с КПД, равным 81% [14]. В случае решения
проблемы увеличения экономичности гистерезисного двигателя он сразу
стал бы серьезным конкурентом другим типам микромашин. Кардиналь-
ный путь решения этой задачи состоит в использовании перевозбуждения,
причем практическое содержание проблемы —в создании приемлемых тех-
нических средств его реализации.
При увеличении энергетических показателей гистерезисный двигатель
может быть успешно использован в приводе вентиляторов, мешалок, бы-
товых приборов, автоматических устройств, синхронных транспортеров,
станков, в намоточных устройствах текстильной промышленности, в инер-
ционных аккумуляторах энергии и т. д.
Однако гистерезисный двигатель малопригоден там, где требуются вы-
сокая точность поддержания углового положения тела ротора относи-
тельно вращающейся синхронной системы координат при отсутствии ин-
формации об этом положении и высокая степень линейности характери-
стик управления.
Развитие теории и практики гистерезисного двигателя до настоящего времени
удобно разделить на три этапа: до 1940 г., 1940-1960 гг., 1960-1980 гг. Первый этап
характеризуется рассмотрением гистерезисного двигателя, скорее, как физического
феномена. Первое упоминание о практическом использовании гистерезисного мо-
мента имеется в работе Штейнметца. Он связал гистерезисный момент с потерями
мощности на перемагничивание ротора. До 40-х годов XX столетия было сделано не-
сколько безуспешных попыток изготовить экономичный гистерезисный двигатель.
Наибольшую известность в 20-30-х годах приобрели микродвигатели Уоррена с рас-
щепленной фазой. Они имели очень низкие энергетические характеристики. В 1937 г.
запатентован гистерезисный двигатель с перевозбуждением [17].
Во втором этапе осуществлены первые попытки фундаментального анализа гисте-
резисною двигателя как специфичной электрической машины. В [18] предложен об-
щий подход к анализу момента гистерезисной машины с тонким активным слоем ро-
тора на немагнитной втулке; показано, что момент пропорционален площади петли
распределения, связывающей индукцию и напряженность в тонком роторе. Этот под-
ход был развит в дальнейшем рядом исследователей, в том числе и авторами данной
книги.
В [19] отражены требования к материалам активного слоя и выявлены удельные
параметры гистерезисных 'материалов, вскрыты причины неидеальности механиче-
ской характеристики, показаны эффекты перевозбуждения и развозбуждения, реко-
мендованы комбинации гистерезисного двигателя с другими типами машин. В [19]
подведен итог достижений в области гистерезисного преобразования энергии на
1940 г. С этого периода гистерезисный двигатель рассматривается не только как фи-
зический феномен, но и как технически полезное устройство. Если Яшке [19] уда-
лось создать гистерезисный двигатель с КПД =0,13 и коэффициентом мощности 0,2,
то уже Ротерс [20] получает КПД = 0,731 и коэффициент мощности 0,36 у двигателя
с выходной мощностью около 100 Вт. Это достигнуто благодаря применению магни-
тотвердого материала с большим коэффициентом выпуклости петли перемагничи-
вания (0,48 вместо 0,33 у Яшке) и закрытию пазов статора.
За рубежом помимо упомянутых авторов до 1960 г. интересна работа Кусака-
ри Ю. и Вакуи Г. [21], в которой сделана попытка объяснения характеристик кон-
денсаторного гистерезисного двигателя в режиме перевозбуждения. В нашей стране
вопросы теории и практики гистерезисных двигателей начинают развиваться в 50-х
годах, главным образом, в МЭИ под руководством А. Н. Ларионова [22, 23] и во
ВНИИЭМ под руководством И. И. Горжевского [24,25]. Ряд интересных идей, касаю-
щихся конструкции гистерезисного двигателя, высказали В. И. Перов [26],
А. М. Ланген [27] и О. Б. Певзнер [28]. В области совершенствования магнитотвер-
дых материалов работали М. Н. Раевская [29] и Л. Ш. Казарновский [30]. В 1963 г.
вышла в свет монография Н. 3. Мастяева и И. Н. Орлова [1 ], отражающая уровень
теории и практики гистерезисных двигателей, достигнутый за второй этап.
По окончании второго этапа сформировалась проблематика гистерезисных двига-
телей и наметились пути ее решения. Кратко они сводятся к следующему:
уменьшение высокой чувствительности механической характеристики к высшим
пространственным гармоническим путем равномерного распределения секций об-
мотки, уменьшения шлица паза и применения потоковыравнивающих втулок;
повышение коэффициента мощности и КПД в рабочем режиме путем применения
гистерезисных материалов с высокой выпуклостью петли гистерезиса и режима пере-
возбуждения;
снижение стоимости ротора благодаря уменьшению процентного содержания или
исключения кобальта в гистерезисных сплавах, а также отходов при производстве.
На третьем этапе исследования гистерезисных двигателей резко интенсифицирова-
лись. Библиография, достаточно полно охватывающая зарубежные источники, приве-
7
дена в [31]. Список литературы, приведенный в настоящей книге, частично воспол-
няет пробелы [31], касающиеся работ советских авторов.
Характеризуя массив информации, относящийся к третьему этапу, следует отме-
тить, что общие тенденции развития микроэлектромашиностроения в этот период
стимулировали исследования в области однофазного гистерезисного двигателя, ак-
центировали внимание на работу гистерезисного двигателя от вентильных преобразо-
вателей, на гистерезисную муфту, на угловую характеристику и колебания ротора.
Одновременно углубляется изучение физических основ работы гистерезисного двига-
теля, совершенствуются методы проектирования.
Исследования управляемого гистерезисного электропривода несколько отстают
от исследований задач управления других типов электроприводов. Слабо изучены
методы регулирования скорости и момента, причем, главным образом, те из них,
в которых выгодно учитывается одновременное наличие у гистерезисных двигате-
лей синхронных и асинхронных свойств. Не исследованы также способы перевоз-
буждения, пути достижения статической и динамической стабильности, не учтены
требования, которые предъявляет управление к структурам гистерезисного привода
и к активному материалу ротора двигателя.
Подводя общий итог обзору публикаций, следует признать относительно малую
степень изученности данного класса машин, обусловленную трудностями анализа
нелинейных и неоднозначных процессов. В результате отсутствует не только строгая
теория рабочего процесса, но даже последовательная точка зрения на совокупность
основных физических явлений, имеющих место в гистерезисном двигателе. Отсутст-
вие общей исходной позиции при рассмотрении совокупности характеристик основ-
ных режимов работы гистерезисного двигателя является основным препятствием
к систематическому развитию теории.
В этом направлении в 60—70-х годах группой сотрудников МЭИ разрабатывался
единый графоаналитический метод подхода к исследованию различных сторон ги-
стерезисного двигателя. При разработке метода была использована идея Тира [18].
Впервые метод был изложен в [32, 33]. Он содержит в своей основе анализ простран-
ственных кривых распределения поля по поверхности ротора, получаемых в резуль-
тате предварительного изучения характера перемагничивания гистерезисного мате-
риала. Исследованы угловая [34, 35] и механическая [36—38] характеристики,
особенности несимметричного [39] и несинусоидального [40] питания, статическая
[41] и динамическая [42] нестабильность, комбинированные гистерезисные двигате-
ли [43, 44], вопросы перевозбуждения [33. 45]. Параллельно аналогичные вопросы,
но с иных позиций, рассматривались А. М. Лангеном и нашли отражение в его док-
торской диссертации.
Авторы принадлежат к научной школе МЭИ и, являясь участниками отмеченных
выше работ, основное внимание акцентировали на изучении гистерезисного двигате-
ля в режиме перевозбуждения, считая его использование в данном режиме наиболее
пе рспектив ны м.
Основная идея, популяризуемая книгой и стимулирующая, по нашему мнению,
ускоренное развитие гистерезисного привода, состоит во введении импульсной ста-
билизации и регулирования намагниченности ротора при его вращении. За счет этого
улучшились характеристики энергопотребления, управления, статической и динами-
ческой точности. При этом нелинейные и неоднозначные процессы в гистерезисном
двигателе значительно усложнились, еще в большей степени затруднилось их понима-
ние и описание. Обострилась необходимость в выработке и изложении единого под-
хода к рассмотрению совокупности характеристик традиционных и новых режимов
работы гистерезисного двигателя, в увязке фрагментарных сведений в общую кар-
тину.
Рассмотрение в книге основных свойств и особенностей гистерезисного электро-
механического преобразования энергии и процессов перемагничивания ротора (гл.1)
способствует, по нашему мнению, выделению и описанию с общих позиций главных
режимов работы (гл. 2, 3), а также установлению целесообразных направлений
усовершенствования и областей применения гистерезисного привода (гл. 5). Повы-
шенное внимание в книге уделяется методам, средствам и способам управления
(гл. 4).
8
Глава первая
ГИСТЕРЕЗИСНОЕ ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКОЕ
ПРЕОБРАЗОВАНИЕ ЭНЕРГИИ
1.1. Принцип действия
Чаще всего гистерезисный двигатель (ГД) имеет традиционную для мик-
родвигателей конструкцию статора, а ротор содержит активный слой, вы-
полненный из магнитотвердого материала. Принцип образования момента
подробно рассмотрен в [1]. Наиболее наглядно он может быть показан
при сопоставлении процессов в магнитоэлектрическом и гистерезисном
двигателях. Магнитоэлектрический двигатель характерен применением
для активного слоя ротора материала с относительно высокой коэрцитив-
ной силой, как правило, более 4-104 А/м. Якорь не способен намагничи-
вать такой активный слой, и поэтому его намагничивание производят
в специальном устройстве. В ГД для активного слоя ротора используют
материал с коэрцитивной силой менее (2-3) • 104 А/м. Он уже может быть
намагничен и перемагничен якорем. Если на обмотку такого якоря подать
постоянный ток, то ротор намагнитится по оси обмотки. Ось МДС якоря
F и ось намагниченности Mw совпадают между собой, как это показано
на рис. 1.1,а. Обозначим направление оси МДС якоря как ось у.
Пусть некоторая ось ротора /3 в исходном состоянии совпадает с осью у.
Повернем ось ротора (3 относительно оси поля (оси F) на угол 6. Это со-
стояние схематично отражает рис. 1.1,6, где показано угловое рассогласо-
вание 0 намагниченности активного слоя ротора Mw и МДС поля якоряТ.
Оно имеет место для обоих рассматриваемых двигателей, когда оси рото-
ра и намагниченности совпадают. Различие начнет проявляться после пре-
вышения углом в некоторого предельного угла 0тах.У постоянного маг-
Рис. 1.1. Изменение положения намагниченности в ГД при повороте ротора:
а - начальное состояние; б- синфазный поворот; в - проскальзывание ротора
9
Рис. 1.2. Моментные характеристики ГД (7) и
магнитоэлектрического двигателя (2)
нита намагниченность жестко связана с телом ротора, т. е. с осью (3. По-
этому при 0 -^тах и дальнейшем повороте постоянного магнита за каж-
дый полуоборот момент взаимодействия неподвижной МДС поля якоря
F, поворачиваемой относительно намагниченности ротора Mw, изменяет
знак, причем средний момент равен нулю. Иной характер магнитного
взаимодействия между МДС якоря и намагниченностью ротора имеет
место, когда активный слой ротора выполнен с относительно малой коэр-
цитивной силой. После поворота оси 3 ротора на угол, больший 6-тах>
активный слой ротора начинает перемагничиваться полем якоря, при этом
его намагниченность сохраняет свое положение неизменным относитель-
но МДС якоря (рис. 1.1,в). В относительных единицах изменение момен-
та в ГД и магнитоэлектрическом двигателе при повороте ротора показано
на рис. 1.2.
При непрерывном вращении поля якоря угол между вектором МДС
якоря и вектором намагниченности ротора вначале увеличивается так же,
как и в магнитоэлектрическом двигателе, а затем сохраняется, обусловли-
вая постоянный и не зависящий от частоты скольжения для идеального
ГД момент (кривая 1 на рис. 1.2). Энергия поля статора при этом непре-
рывно преобразуется в механическую энергию, кинетическую энергию
вращающихся масс и в тепловую энергию в результате перемагничивания
ротора. В момент достижения ротором синхронной скорости перемагни-
чивание прекращается и ось полюсов ротора занимает произвольное поло-
жение на роторе.
Наряду с рассмотренным непрерывным преобразованием энергии ГД
допускает дискретное, двухэтапное преобразование: вначале электриче-
ской энергии в электромагнитную энергию, запасенную в роторе, а затем
последней в механическую энергию. Поясним это рис. 1.3, где исходное
положение намагниченности Mw образовано МДС статора, ориентирован-
ной по оси y-Fy (рис. 1.3,а). Создадим дополнительную МДС по оси
x-Fx(pwc. 13,6). Результирующая МДС F смещена относительно F^ на
угол . Эта МДС перемагнитит ротор, причем угол а2 поворота намагни-
ченности ротора Мм вслед за МДС меньше, чем . В процессе нарастания
Fx и перемагничивания ротора на него будет действовать момент в направ-
лении поворота F. К концу процесса нарастания Fx пусть ротор под дейст-
вием данного момента повернется по часовой стрелке на угол в j. Устра-
ним мгновенно поле с МДС Fx, при этом положения намагниченности и
ротора, как показано на рис. 1.3,в, не изменяется. Однако теперь F-p
взаимодействует с Мж, создавая момент, направленный против часовой
стрелки.
10
Рис. 1.3. Последовательные стадии дискретного гистерезисного преобразования
энергии:
а — начальное состояние; б — намагничивание ротора импульсом МДС по попереч-
ной оси; в — после прохождения импульса МДС поворот ротора; г — поворот ротора
закончен
Рис. 1.4. Зависимость момента от угла поворота рото-
ра при дискретном гистерезисном преобразовании
энергии
Под действием этого момента ротор стремится повернуться против ча-
совой стрелки на угол а2, а его ось — занять положение 02 =а2—
(рис. 1.3,г). Для инерционного ротора и относительно короткого времени
перемагничивания, которое реально составляет долю миллисекунды,
угол в i стремится к нулю.
При периодическом включении и выключении ротор начнет вра-
щаться против часовой стрелки, если момент нагрузки меньше максималь-
ного момента двигателя. Таким образом, происходит чередование циклов
накопления электромагнитной энергии в роторе с циклами преобразова-
ния этой энергии в механическую.
Качественно изменение момента при шаговом движении ротора иллю-
стрирует рис. 1.4, где углы в j и 02 соответствуют аналогичным углам на
рис. 1.3.
Дискретный гистерезисный принцип преобразования энергии, так же
как и непрерывный, может быть положен в основу построения'двигате-
ля, муфты или генератора. Он может сочетаться с непрерывным гистере-
зисным принципом формирования момента в одном устройстве, при
этом, как будет показано далее, достигаются дополнительные полезные
возможности.
1.2. Основные энергетические соотношения
Рассмотрим взаимодействие гистерезисного ротора и внешнего магнитного поля.
Пусть за время dt к ГД подведена электрическая энергия dW=ufy dt, где щ - мгно-
венное напряжение’ ц — мгновенный ток. Часть этой энергии затрачивается в обмот-
ке статора dWe = i/ R dt. Для простоты учтем потери в магнитопроводе полюсной
И
системы соответствующим увеличением активного сопротивления обмотки R.
Часть энергии идет на накопление магнитной потенциальной энергии воздушного
зазора dWg. Потенциальная энергия воздушного зазора в общем виде
=0,5 Ф, 46 =0,5 Ф/ Fi 6,
(1.1)
где /,5, Fib~ ток и МДС, необходимые на проведение магнитного потока только
через воздушный зазор.
Приращение энергии воздушного зазора за время dt
dWfr= 0,5 (^dFiS+ F^ Ф) “AgF/fid Ftf + 0,5	d Ag ,	(1.2)
где Ag ~®i lFib~ проводимость воздушного зазора.
В итоге в ротор поступила следующая энергия: и fa dt-г- R dt—Ab Fib dFib-
0,5F7c dAb. Ее часть преобразуется в механическую энергию ЛГ<70, где М— момент,
d() - приращение угла поворота вала. Другая часть запасается ротором в виде магнит-
ной энергии dWm . Диссипативную энергию не учитываем, так как рассматривается
идеальный ГД. В результате баланс приращений энергий
ufadt-P.R dt- AbFibdFib 0,5F^dAg- Md0-dWm =0.	(1.3)
Для упрощения (1.3) используем условие равенства падений напряжений
и* + ei = iiR ,	(1.4)
где ei --dty/dt - ЭДС самоиндукции обмотки.
Умножим (1.4) на ц dt и, учтя F, = wi{, 4^ = и>Ф/, где w- число витков обмотки,
получим
Ufa dt- i2R dt=Fid^i.	(1.5)
Общее приращение энергии в ферромагнитном элементе с элементарным объемом
dV равно HdBdV, где Н - напряженность; В - магнитная индукция. Для всего ак-
тивного слоя ротора необходимо осуществить интегрирование по объему
dWm=$ HdBdV,	(1.6)
V
при этом уравнение (1.3) с учетом (1.5) и (1.6) можно записать в виде
Fi d&i - AbFibdFib-0,5F^ dAb-MdO (HdB)dV=0.
Общая мгновенная МДС
Fi Wp,
(Где t - время; F/ p - МДС ротора.
Тогда
Fid&i =Fibd(FibAb) +Flp d&i =F^d dAb + Afi Ffa dFfi +Fip d^t
и в окончательном виде получаем баланс приращений энергий:
0,5F?§ dAb +^р d&i - MdO - f (HdB)dV =0,	(1.7)
где МДС ротора
Fip^Hdl\	(1.8)
здесь т — общая длина силовой линии в роторе на полюсном делении; dl — элементар-
ный отрезок магнитной силовой линии. Магнитный поток без учета рассеяния ротора
Ф, =J BdS ,	(1.9)
S
где S - площадь сечения, нормального магнитному потоку в роторе.
12
Для ГД с тонким равномерным активным слоем на магнитомягкой втулке на-
пряженность поля не изменяется в направлении силовой линии. Поэтому FZp = 2Д/7,
где Д - толщина ротора. Элементарная площадка dS — rid фр, где г - средний радиус
гонкого активного слоя, / - его длина. Элементарный объем	Индукция
изменяется в направлении координаты ф а, поэтому поток Ф/ =rl f ВdyipH его при-
ращение	С учетом этих соотношений, а также d6 =dфр и равенства
начальных и конечных значений В и Н из (1.7) можно получить выражение для теку-
щего значения момента
Л/=0.5Л'%+ 1^Д(ВД|2=
io ав	о о
(1.Ю)
Подынтегральное выражение в (1.10) представляет собой коэнергию для эле-
мента активного слоя ротора, а интеграл в целом — коэнергию для всего активного
слоя ротора. Сумма коэнергии BdH и магнитной энергии HdB составляет полную
энергию d (НВ), поступившую в элемент ротора.
Соотношение (1.10) получено для одной пары полюсов р = 1. Для нескольких пар
полюсов полюсное деление в радианах Т = 1Т /р, поэтому предел интегрирования изме-
няется и появляется дополнительный множитель р перед интегралом. Если не учиты-
вать неравномерность воздушного зазора, т. е. dh^/dd—Q, то
М=И £	.	(1.11)
2Л
Формула (1.11) является общей, справедливой как для немагнитной, так и для
магнитной втулок тонкого активного слоя ротора, и не накладывает каких-либо
ограничений на изменение МДС и потокосцепления.
2л/р
Интеграл по угловой координате J B(ff)dH(0) будем далее называть площадью
о
Т
петли распределения в отличие от интеграла по времени J B(t)dH(t), представляю-
о
щего площадь петли перемагничивания за период Т. Назовем отношение площади
петли к площади описывающего ее прямоугольника коэффициентом выпуклости
петли:
, fBdH
’ <1Л2>
^amax нтах
I де	и Нщдх - максимальные значения индукции и напряженности. Тогда мо-
мент
2
&тах Нтах •	(1.13)
Для частного случая синхронного режима (перемагничивание отсутствует) рас-
пределение индукции в роторе удобно представить в виде двух составляющих — от
постоянной намагниченности Вг(фр) и от реакции якоря Вя(фр). Составляющая
Вг имеет постоянную ориентацию относительно тела ротора. Свяжем ее с осью d.
Реакция якоря имеет составляющие как по оси d, так и по оси q. Для первых про-
странственных гармонических
В =Bdm cosp фр +Bqm cos (р фр + л/ 2) =
=<Brm +BKdm ) cosp^/p +Вядт cos(pi//p+Л/2).
(1.14)
13
Обозначим а угол опережения напряженностью Н индукции и по аналогии с
(1.14) запишем
Н=Нт [costtcospi//p4-smacos(рфр+71/2)].
Установим связь между составляющими индукции и напряженности через прони-
цаемости р & и Pq:
Bndm = Pd Hdm > ^nqm — Pq Hqm •
Определив предварительно dH/dp фр> раскроем интеграл в (1.11):
2тт/р	ir/p
J BdH = -2$ [(Pd Hdm +	+ PqHqm C0$(P тр + Л/2)] x
о	(Г
x lHdm sinp фр + Hqrn sin (p фр + it /2) ] d фр = - TT[BrmHqm +
+ (Pd ~Pq }HdmHqm ] •
Момент для V гармонических
v
M=—0,5pV S ^[Bfpm^qVm + (PdV~ PqV^^dVm ^qVm].
(1.15)
(1.16)
Первая составляющая в (1.16) представляет момент от намагниченности ротора,
т. е. является магнитоэлектрической составляющей, а вторая — момент от неодинако-
вой проводимости материала ротора по взаимно перпендикулярным осям, т. е.
является электромагнитной составляющей.
Легко показать, что формула (1.16) по существу есть ’’гистерезисное.” представ-
ление общего выражения для момента синхронной машины. Учитывая, что V =
= 271Г/Д ,5 = Д/, Т = 271гр-1,из (1.16) получаем
М-—0,5 (QdniFqm — ^qm^dmY
В асинхронном режиме в индукции отсутствует составляющая, жестко связанная
с телом ротора, так как ротор перемагничивается с частотой s со, где s — скольжение,
со — частота питающей сети. Поэтому разложение напряженности и индукции по осям
d nq неудобно, и обычно используют непосредственно их взаимное пространственное
положение. Первая гармоническая индукции в асинхронном режиме
В =В im cos(p\J/p +#о +	)	(1.17)
и соответствующая ей первая гармоническая напряженности
Н=Н 1т. cos(p0p + 0о	+?i)>	(1.18)
где 7i - фаза опережения первой гармонической напряженности первой гармониче-
ской индукции.
Подставив (1.17) и (1.18) в (1.11), получим
Afi —Q’SpVBimHim sinTi •
(1.19)
Выражение (1.19) по существу есть ’’гистерезисное” представление момента асин-
хронной машины ЛГ=-0,5Фт^Г2а?и » гДе Flam ~ активная составляющая МДС рек-
тора.
14
Для суммы гармонических
V
М- — 0,5рР	^siny у.	(1.20)
1
Следовательно, выражение (1.11), отражающее ’’гистерезисное” преобразование
энергии, является общим по отношению к частным видам электромеханического
преобразования — магнитоэлектрическому, электромагнитному и индукционному.
Поэтому при анализе формирования момента гистерезисной машины можно исполь-
зовать как общее выражение (1.11), так и его частные интерпретации (1.16) и
(1.20).
13. Особенности перемагничивания гистерезисного материала
Как следует из (1.13), задача определения момента сводится к нахожде-
нию пространственных волн напряженности и индукции в роторе, связан-
ных между собой петлей распределения. Для этого необходимо просле-
дить изменение во времени магнитного состояния элементов ротора, ко-
торые из-за гистерезиса материала перемагничиваются по собственной
временной петле перемагничивания, отражающей связь напряженности по-
ля Н (?) с индукцией В (?).
Различают симметричные и несимметричные петли перемагничивания.
Первые образуются при симметричных относительно оси времени магнит-
ных характеристиках B(t) и H(t). На рис. 1.5,я показаны симметричное
монотонное изменение напряженности //(?) и соответствующее ему сим-
метричное перемагничивание в координатах В иН. На рис. 1.5,6 изобра-
жены несимметричное относительно оси времени t изменение напряжен-
ности и соответствующее несимметричное перемагничивание. На рис. 1.5,в
отражены наиболее общий случай несимметричного и немонотонного
(в пределах полупериода наиболее низкой частоты) изменения Я(?) и
соответствующая ему характеристика перемагничивания в координатах
В,Н.
Кривая перемагничивания В(Н) при установившихся процессах всегда
юмкнута. Наиболее характерные точки (моменты времени) при перемаг-
ничивании — это те, в которых индукция В(?) и напряженность Я (?) до-
стигают по модулю абсолютного максимума Втах и Нтах;Если осущест-
вить симметричное, монотонное перемагничивание материала, например
синусоидальное Н-Нт sin со?, то получим симметричную петлю перемаг-
ничивания, показанную на рис. 1.5,6 и в штриховой линией. Вид этой петли
определяет все закономерности при перемагничивании внутри нее. Иными
словами, характер перемагничивания материала зависит от предыстории
его магнитного состояния. Предыстория может быть учтена, если известна
симметричная петля перемагничивания с вершиной, определяемой коор-
динатами Втах и Нтах. Будем называть эту петлю исходной петлей пере-
магничивания, а точку (Втах, Нтах) — исходной определяющей точкой,
обозначая ее в дальнейшем (Ви, 77и). Перемагничивание в любой момент
времени между двумя одинаковыми точками (Вп, Нп) будем называть
текущим. Текущий процесс определен, если определена одна из характери-
стик В(?) или Я(?) и исходная петля перемагничивания.
Рис. 1.5. Симметричное (а), несимметричное монотонное (б) и несимметричное не-
монотонное (в) перемагничивание гистерезисного материала при изменении H(t):
1—6 - точки изменения характера перемагничивания
При известных Яи и Ви форму исходной петли перемагничивания ха-
рактеризуют относительная коэрцитивная сила Нс^ = Н^/Н^ и относи-
тельная остаточная индукция Вги* = Вг^/Вн. Любой характер текущего
перемагничивания может быть описан двумя идентичными по форме и
симметричными относительно оси Я*=Я/ЯИ семействами кривых. Умень-
шение (с учетом знака) относительных индукции В* = В/Вц и напряжен-
ности Я* = Я/Яи условно назовем размагничиванием, а увеличение —
намагничиванием. На рис. 1.6,а показано семейство кривых размагничива-
ния, а на рис. 1.6,6 — аналогичное семейство кривых намагничивания.
Охватывающие семейства кривые являются ветвями исходной петли пере-
магничивания. На каждом из семейств штриховой линией показана охва-
тывающая кривая смежного семейства.
Наклон кривых внутри семейства определяют и Если из-
вестны текущие значения 5(rz) и то направление их последующих
приращений, т. е. выбор семейства намагничивания или размагничивания,
определяется знаком производных dB/dti или dH/dti. Указанные семейства
могут быть аппроксимированы аналитически, и соответственно имеется
возможность численно рассчитать любой характер перемагничивания. При
дальнейшем идеализированном рассмотрении ГД часто достаточно знание
лишь симметричной исходной петли перемагничивания. Для ее описания
воспользуемся известной параболической аппроксимацией. Для нисходя-
щей ветви
Я+= (1 + НСц* )£?* — Неи*'	(1-21)
16
Рис. 1.6. Семейство кривых размагничивания (о), намагничивания (б) и симметрич-
ных петель перемагничивания (в)
Для восходящей ветви
Н*~ (1— ^еи*	^си* ♦	(1.22)
где#1 =lg^T77— (lg£rH*)"> g2 =gj приgj>4,5,g2 =gr-\npngj = 4 4-
-Г 4,5 ngi = 1,5 + 3,g2 =g!-2npngi =3 4-4.
На рис. 1.6,e приведено семейство симметричных кривых перемагни-
чивания для материала типа викаллой, полученное как результат наложе-
ния семейств и размагничивания. Через вершины симметричных петель
проведена кривая. Это условная (коммутационная) кривая намагничива-
ния. Она несколько отличается от реальной кривой первоначального на-
магничивания, показанной штриховой линией.
При дальнейшем анализе ГД будут упоминаться три группы характери-
стик гистерезисного материала: характеристики проницаемости, потерь
и цикличной незамкнутости.
Нормальная проницаемость д представляет отношение магнитной ин-
дукции В к напряженности Н в вершине симметричной петли перемагни-
чивания. Тангенс угла наклона касательной к условной кривой намагни-
чивания равен максимальному значению нормальной проницаемости
Vniax- На рис. 1.6,в точка А соответствует магнитному состоянию мате-
риала с максимальной нормальной проницаемостью. Относительную ин-
чукцию в данной точке обозначим а относительную напряженность —
//и*. Тангенс угла наклона в начальной точке (точка 0 на рис. 1.6,в)
к кривой первоначального намагничивания равен начальной проницаемо-
сти дн. Для частных циклов возврата, показанных, например, на рис. 1.5,в,
• >удеМ использовать понятие средней обратимождифференциальной про-
ницаемости дд, равной тангенсу угла наклона прямой, проведенной через
17
вершины цикла. Средняя обратимая дифференциальная проницаемость цд
увеличивается при уменьшении индукции точки отхода цикла и при уве-
личении его амплитуды.
Гистерезисные потери определяются площадью петли гистерезиса.
Удельные потери за цикл перемагничивания, Дж-м~3,
Ph	ах Вт ах
(1.23)
где кв — коэффициент выпуклости петли, ‘равной, как указывалось
в § 1.2, отношению площади петли к площади описывающего его прямо-
угольника.
Коэффициент выпуклости исходного симметричного цикла (исходной
симметричной петли перемагничивания) является основной энергетиче-
ской характеристикой гистерезисного материала, предназначенного для
ГД. Коэффициент выпуклости принимает максимальное значение kBtnax
при индукции, которая примерно на 10—15% ниже индукции точки макси-
мальной проницаемости В п*.
Еще Штейнметцем [15] было установлено, что удельные потери могут
быть аппроксимированы в функции индукции параболой со степенью п.
В зоне максимальной проницаемости степень п близка к единице и далее
стремится к нулю. В зоне средних индукций до точки максимальной про-
ницаемости п « 2 [1] .Аналогичная зависимость выбрана в [46] для не-
симметричных петель перемагничивания. Для очень малых индукций
(J5 * < 0,1В р *) удельные потери примерно пропорциональны кубу напря-
женности магнитного поля, что означает при постоянной проницаемости
/2 = 3.
Рассмотренные выше характеристики относятся к установившемуся
процессу перемагничивания. Как правило, можно считать цикличный про-
цесс перемагничивания практически установившимся лишь после третьего
цикла. Что же касается первого или одиночного цикла, то он обладает не-
замкнутостью, т. е. несовпадением начальной и конечной точек цикла
(см. рис. 1.5,в).
При упрощенном анализе ГД изменение одной из основных характери-
стик, например магнитной индукции B(t), принимается известным по ре-
зультатам опыта или качественного описания. Далее с использованием
кривых намагничивания и размагничивания (рис. 1.6,а и б) прослежива-
ется характер изменения второй основной характеристики, например
Н(0-
Для всех элементов ротора, расположенных на полюсном делении, ха-
рактер перемагничивания которых в общем случае различен, выполняется
аналогичная процедура. Затем фиксируются последовательные моменты
времени /,• и магнитные состояния (В, Н) всех элементов ротора в каждый
из фиксированных моментов времени. Кривая, соединяющая точки в пло-
скости BHt соответствующие совокупности элементов ротора для фикси-
рованного момента времени, представляет пространственную петлю рас-
пределения, которая характеризует магнитное состояние не элемента,
а всего ротора и отражает связь пространственных волн В(ф^) и
18
Подобно тому как это делается для машин других типов, при упрощен-
ном рассмотрении ГД обычно учитывается взаимодействие лишь первых
гармоник полей статора и ротора, хотя реально напряженность и индукция
содержат высшие пространственные гармонические.
При учете лишь основных пространственных гармонических Bi *, Ях *,
sin?! одну из них, например принимают известной (2?I# = В1т*х
х sinp и по петле распределения определяют вторую несинусоидальную
характеристику Н*. Из нее выделяют первую гармоническую, т. ё. находят
и sin?i- При известных индукции и напряженности нетрудно подсчи-
тать первые гармонические магнитного потока, МДС и текущее значение
тока обмотки.
1.4.	Формирование и изменение момента
Уточним рассмотренный в § 1.1 процесс формирования магнитного со-
стояния ротора и момента с учетом изложенных выше процессов перемаг-
ничивания. Для упрощения примем синусоидальное распределение МДС
статора, пренебрежем МДС воздушного зазора, а активная часть ротора
пусть будет выполнена в виде тонкостенного цилиндра, посаженного на
немагнитную втулку. Тогда вся МДС статора приложена к ротору и ей
будет соответствовать косинусоидальное распределение напряженности.
При подключении статора к сети и нарастании /Н от нуля до Яи индук-
ция В в элементах ротора увеличивается в соответствии с кривой перво-
начального намагничивания 7, показанной на рис. 1.7,я. В нижней части
рисунка приведено распределение напряженности Н (фр) в начальном поло-
жении, когда угол поворота равен нулю. Связь между Я(^р) и В($^
отражает кривая, совпадающая с первоначальной кривой намагничива-
ния 1. По ней при известной Я(0р) может быть построена кривая B(i//p)
ддя 0=0, показанная на рис. 1.7,я справа. Повернем ротор, например, на
угол 0 = я/8. При этом на данный угол сдвигается по отношению к ротору
напряженность Н(фр), и у одной части элементов ротора наблюдается убы-
вание напряженности, а у другой, наоборот, ее приращение, что можно
проследить по изменению уровня напряженности, например, для элемен-
г.| а гГр,еН(а) уменьшилась до Н(Ь), и для симметричного элемента е, где
11(e) увеличилась до Н(к). При повороте ротора изменение магнитного
состояния элемента а происходит в координатах В, Я по несимметричной
кривой размагничивания, а элемента е — по кривой первоначального на-
магничивания до точки к. Таким образом, можно проследить движение
каждого из элементов по петлям перемагничивания и построить кривую
пространственного распределения В (Я) при 0 = я/8. Эта кривая ограничи-
вает заштрихованную площадь. Наличие конечной площади внутри кривой
//(//) свидетельствует о пространственном сдвиге между волнами напря-
женности H(Vfc) и индукции В («Др)-
Продолжение поворота ротора приводит к увеличению площади петли
распределения В(Н) и согласно (1.13) —увеличению момента. На
рис. 1.7,а показаны также петли распределения 2 и'5, соответствующие
ылам поворота ротора на я/4 и я, и магнитные состояния рассматривае-
’9
Рис. 1.7. Построение кривых распределения поля при повороте ротора относительно
поля статора в сторону отставания (с) и опережения (б)
мого элемента ротора в точках с и d. При угле поворота ротора, равном л,
происходит полное совмещение петли распределения В(ф^, с сим-
метричной исходной петлей перемагничивания В (t), Я (г), показанной
штриховой линией на рис. 1.5,в. Практически разница в площадях петель
распределения и перемагничивания отсутствует уже при О = 2/Зл. При этом
угол опережения напряженностью	индукции В (фр) достигает макси-
мального значения: у = утах. Дальнейший поворот ротора приводит к со-
ответствующему изменению магнитного состояния каждого его элемента,
однако угол утах и предельная петля распределения остаются неизменны-
ми. Площадь, ограниченная полуволной индукции, при повороте на угол л
больше, чем площадь в начальном положении. Это означает возрастание
среднего значения и первой гармонической индукции.
На рис. 1.8 приведено изменение относительного момента М* ГД при
повороте ротора от 0 до 2/3л (кривая 7) ив противоположном направле-
нии до достижения предельного момента противоположного знака (кри-
вая 2), что имеет место примерно при 6 = л/6. Далее поворот осущест-
влялся вновь в прямом направлении (кривая 5). Крутизна начальной
части угловой характеристики 1 определяется процессом формирования
петель распределения, отраженным на рис. 1.7,а, а крутизна кривой 2
обратного хода — характером изменения петель распределения от.предель-
ной петли до кривой холостого хода. Этот процесс иллюстрирует
рис. 1.7,0, где напряженность Н(фр) последовательно смещается от ис-
ходного угла 2/3л в обратную сторону по отношению к построениям,
отраженным на рис. 1.7,а, на углы л/8 и л/4. Пунктиром показан характер
перемагничивания двух элементов ротора: первый — по пути abc, а вто-
20
Рис, 1.8. Угловая характеристика ГД при постоянном по- *
ле статора	W
0,8
0,8
0+
рой — по пути dek. При повороте на угол тг/8 в 0,2
противоположном направлении магнитное состо- О
яние первого элемента изменяется от точки а 0,2
к точке b, а второго — от точки d к точке е. Пет- Of
ля распределения 1, проходящая через точки b о,6
и е, пропорциональна положительному моменту ng
при в = 2/3 л—тг/8. При переходе из состояния b
в состояние с и из состояния е в состояние к точ-
ки проходят положения, условно показанные без-
гистерезисной кривой 2 (см. рис. 1.6,6), которая в первом приближении не
имеет площади и характеризует магнитное состояние активного слоя рото-
ра, когда момент отсутствует1. Этому состоянию соответствует точка а
на кривой 2 (рис. 1.8). Положение точек А; и с на рис. 1.7,б соответствует
заштрихованной площади петли после перехода через кривую 2, при этом
момент изменяет знак (точка b на рис. 1.8), поэтому площадь петли
условно будем считать отрицательной.
Описанный процесс первоначального намагничивания соответствует
начальному моменту времени при подключении ГД к сети. Процесс пово-
рота в сторону отставания от вращающегося магнитного поля якоря
соответствует двигательному режиму, а в сторону опережения — генера-
торному. Цикличный характер угловой характеристики (рис. 1.8), опре-
деляемый частными циклами перемагничивания материала ротора, обу-
словливает неоднозначность положения ротора в синхронном режиме.
Проанализируем процесс размагничивания ротора при выключении ГД
из состояния холостого хода (при отсутствии момента). Возможны два
случая размагничивания, различающихся предысторией магнитного со-
стояния материала ротора до отключения МДС. Пусть в первом случае
предыстория характеризуется лишь первоначальным намагничиванием
материала неподвижного ротора в неподвижном поле статора. Во втором
случае намагничивание тем же полем осуществлено при вращении ротора,
когда все элементы ротора, по крайней мере, на одно мгновение вышли
на исходную петлю перемагничивания. При отключении питания и наличии
зазора напряженность в роторе уменьшится от исходного состояния Яи до
отрицательного значения Я§и [кривые Н(ф) на рис. 1.9] .Для первого слу-
чая в качестве кривой распределения поля будем иметь кривую /, форми-
руемую от исходной кривой первоначального намагничивания 2, а для вто-
рого случая — кривую 2, формируемую от исходной безгистерезисной
кривой намагничивания 4. Площадь полуволны индукции 5 для второго
случая существенно больше, чем у полуволны 6 для первого случая, следо-
вательно, больше среднее и действующее значения. Поэтому, если изме-
1 В действительности кривая имеет несколько различающиеся восходящую и
нисходящую ветви с перехлестом. Результирующая площадь ее точно равна нулю.
21
Рис. 1.9. Магнитное со-
стояние ротора ГД при
отключении его от сети

Рис. 1.10. Электродви-
жущая сила холостого
хода Eq в функции то-
ка/
рить ЭДС Ео, наведенную в обмотке, в случае намагничивания ротора в не-
подвижном состоянии ЭДС всегда меньше, чем при намагничивании вра-
щающегося ротора, что было замечено в [33]. Этот вывод подтверждает
рис. 1.10, где приведена действующая ЭДС Ео для первого (кривая I) и
второго (кривая 2) случаев в функции тока статора /. Лишь при очень
больших намагничивающих токах уровни намагниченности ротора для
обоих случаев приближаются друг к другу.
Из приведенного анализа следует важный вывод для режимов перевоз-
буждения, рассматриваемых далее, который состоит в том, что одна и та
же МДС статора намагничивает ротор до большего уровня и соответствен-
но обеспечивает большую степень перевозбуждения, если ротор поворачи-
вается относительно нее в процессе намагничивания.
1.5.	Подмагничивание и перемагничивание тонкого ротора
Подмагничивание и размагничивание по направлению исходной намагни-
ченности ротора определим как продольные. Типичным примером про-
дольного подмагничивания и размагничивания является случай подмагни-
чивания и размагничивания на холостом ходу ГД, когда оси МДС статора,
ротора и ось магнитного потока совпадают. На рис. 1.11 в координатах
В, Н показана исходная кривая распределения 1 (бесгистерезисная кри-
вая намагничивания) и в координатах В, У'р— соответствующая ей магнит-
ная индукция 2. Повышением напряжения увеличим индукцию (кри-
вая 3). Ей будет соответствовать кривая распределения 4, которая почти
совпадает с кривой условного намагничивания, показанной штриховой ли-
нией. В качестве примера приведено изменение магнитного состояния
одного элемента ротора а , перемещающегося с кривой распределения 1
на кривую распределения 4 в положение Ь. Затем уменьшим напряжение
питания вращающегося на холостом ходу ГД — кривые индукции 5—7,
которым будут соответствовать кривые распределения 8—10. Уменьшение
амплитуды напряженности до значения -Я§и в точке с означает уменьше-
ние до нуля намагничивающего тока ГД, так как МДС воздушного зазора
Рис. 1.11. Магнитное состояние ротора
при продольном намагничивании, раз-
магничивании и перемагничивании
полностью компенсируется МДС ротора. В этом смысл перевозбуждения.
При снижении напряжения до тех пор, пока напряженность не достигнет
значения 7/§и, ЭДС холостого хода Ео не уменьшается. Затем Ео начинает
неуклонно падать, что свидетельствует о размагничивании. Этот процесс
можно проследить по кривым распределения на рис. 1.11. Пусть выбран-
ному напряжению питания соответствуют кривая магнитной индукции 7
и кривая распределения 10. Если отключить обмотку от сети, то напряжен-
ность в роторе должна измениться, чтобы удовлетворить условию ком-
пенсации МДС ротора МДС воздушного зазора. Этому условию соответст-
вует луч ОС. Точка d переместится по несимметричной кривой намагни-
чивания в точку е на этом луче. Так как магнитная индукция
в точке е меньше, чем в точке с, где она определяется исходной
петлей перемагничивания, то можно сделать вывод о частичном размагни-
чивании ротора по отношению к состоянию в точке с.
Следует заметить, что в точке с ротор уже размагничен МДС воздушно-
го зазора, которая соответствует напряженности . При отсутствии воз-
душного зазора максимальная остаточная индукция ротора была бы рав-
на Вги.
На рис. 1.11 показан также случай продольного перемагничивания ро-
тора, когда изменяется знак намагниченности. Напряжение вначале снижа-
ется до нуля, а затем увеличивается в противоположную сторону таким
образом, что получается кривая 12. Максимальная отрицательная напря-
женность превысила по модулю значение —Нси. Кривая распределения по-
ля 10 из верхней полуплоскости перешла в нижнюю полуплоскость, пре-
образовавшись в кривую 77, а максимально намагниченный элемент ро-
тора из состояния d перешел в состояние к. Полное перемагничивание ро-
тора произошло бы в том случае, если напряженность достигла —7/и.
В рассмотренных режимах магнитное состояние любого элемента рото-
ра отражается точкой, расположенной внутри исходной петли перемагни-
чивания. Исключение составляет лишь один элемент на каждое полюсное
деление, а именно тот, который имеет максимальную намагниченность.
Он изменяет свое магнитное состояние по спинке исходной петли пере-
магничивания. При его изменении в диапазоне 0— +//и продольное подмаг-
ничивание или размагничивание не происходит.
Необходимым и достаточным условием продольного подмагничивания
или размагничивания является перемещение хотя бы одного (на полюс-
23
Рис. 1.12. Магнитное состояние ротора при изме-
нении поперечного поля
ном делении) элемента по петле перемагни-
чивания вне указанного диа пазона.
Таким образом, признаком продольного
подмагничивания является условие Н> Ни,
а признаком продольного размагничива-
ния — наличие отрицательной (размагни-
чивающей) напряженности поля, т. е. Н < 0.
Полное размагничивание произойдет при
равенстве напряженности поля коэрцитив-
ной силе (по намагниченности) исходной
петли. Как следует из приведенных кри-
вых распределения поля 1, 4, 8—11
(рис. 1.11) рассмотренный процесс про-
дольного подмагничивания, размагничива-
ния и перемагничивания не сопровождает-
ся гистерезисным преобразованием элек-
трической энергии в механическую, изме-
няется лишь уровень запасенной в роторе
магнитной энергии.
Процесс поперечного перемагничивания характеризуется воздействием
поперечной составляющей МДС (по отношению к исходной намагниченно-
сти) , что имеет место при нагружении ГД.
В исходном состоянии ротор намагничен продольным полем Hq и имеет
исходную кривую распределения 1 (рис. 1.12). Пусть это распределение
поля создано обмоткой, расположенной на осп d. Повернем ротор на не-
сколько оборотов. Элементы ротора приобретут магнитное состояние на
исходной петле перемагничивания 2. Если теперь не удерживать ротор, то
он установится в положение согласования своей намагниченности с осью
МДС обмотки, т. е. с осью d. Магнитное состояние элементов ротора будет
теперь характеризоваться кривой распределения холостого хода 3, совпа-
дающей с безгистерезисной кривой намагничивания. Далее устраним
суммарную (от воздушного зазора и обмотки) продольную МДС в рото-
ре. При компенсации размагничивающей МДС воздушного зазора, про-
тивоположной МДС обмотки, магнитные состояния элементов ротора
отражает прямая +/?ГИ) -Вги. Затем будем увеличивать поперечную напря-
женность по оси q. При напряженности 27(1^), определенной кривой 4,
имеет место петля распределения поля 6, а при напряженности 5 — петля
распределения 7. Наибольший интерес пред ставл яет изменение магнитного
состояния элементов ротора, которые не обладали остаточной намагничен-
ностью и максимально намагничиваются поперечным полем. Кривые на-
магничивания и размагничивания для этих; элементов показаны стрелка-
ми. Характерно, что если в любом из рассмотренных состояний устранить
поперечную МДС, то с ошибкой незамкнутюсти первого цикла рассматри-
ваемые элементы вернутся в исходное магнитное состояние: Н =0,В =0.
24
Аналогично любой элемент ротора вернется в собственное исходное со-
стояние с прежней для него остаточной намагниченностью. Это означает;
что перемагничивания ротора не произошло. Критическое состояние,
как и при продольном намагничивании, наступает тогда, когда какой-ли-
бо элемент полюсного деления ротора помимо максимально намагничен-
ного элемента с В=ВГ и 77=0 ’’выйдет” на исходную петлю перемагничива-
ния. В данном опыте это произойдет прежде всего для элементов ротора,
не имеющих намагниченности. Двигаясь по кривым возврата в противопо-
ложных направлениях, они ’’выйдут” на исходную петлю перемагничива-
ния при амплитуде поперечной напряженности Hq ъНСКь где Нси — коэр-
цитивная сила по намагниченности исходной петли перемагничивания.
Если Hq <НСИ, то с точностью до незамкнутости частных циклов пере-
магничивание не происходит, т. е. сохраняется Br (ik) = 7?ги (ik).
При превышении Hq > /7СИ присходит наряду с увеличением попереч-
ной намагниченности Brq уменьшение первоначальной продольной намаг-
ниченности Вгд. Кривые, характеризующие этот процесс, получены экспе-
риментально (рис. 1.13). Для каждого значения поперечной напряженно-
сти поля измеряли амплитуду и фазу остаточной индукции, которую за-
тем раскладывали на составляющие по осям d и q. Из рис. 1.13 видно,
что процесс поперечного перемагничивания начинается в зоне Hq ~НСИ.
Рассмотренные выше процессы продольного и поперечного перемагни-
чивания позволяют сформулировать условия сохранения первоначальной
намагниченности круглого ротора при произвольном направлении внеш-
него поля:
подмагничивания по любой оси не будет, если
ЖЯИ;	(1.24)
намагничивание по оси, перпендикулярной исходной намагниченности,
не имеет места, если
7/sina<7/CH;	(1.25)
размагничивание по оси исходной намагниченности отсутствует, если
выполняется предыдущее условие и
77cosa>0,	(1.26)
где а — угол между осью результирующей МДС и исходной намагничен-
ностью.
На рис. 1.14 показана допустимая заштрихованная область расположе-
ния вектора Hw по отношению к вектору Ни, удовлетворяющая неравенст-
вам (1.24)-(1.26).
Для большинства режимов работы ГД наиболее типичен общий случай
продольно-поперечного перемагничивания. В качестве характерного при-
мера, полезного для дальнейшего изложения, рассмотрим режим импульс-
ного (мгновенного) намагничивания вращающегося ротора и последую-
щего размагничивания при его скольжении относительно поля статора.На
рис. 1.15 изображены петли распределения и соответствующие им кривые
напряженности Н(^. Штриховой линией показана исходная петля распре-
деления 1, соответствующая при заданной напряженности Нг предельному
моменту, который может создать ГД. Вершинами петли являются точки а
25
Рис. 1.13. Зависимости относительных остаточных индукций по продольной В rd* и
поперечной Brq* осям и момента М* ГД в функции отношения поперечного поля
к постоянному продольному полю
Рис. 1.14. Допустимая область текущего вектора напряженности, соответствующая
отсутствию перемагничивания
ид. При наличии момента на валу ГД напряженность, создаваемая полем
статора, не совпадает по направлению с намагниченностью ротора, т. е.
имеет продольно-поперечный характер. Увеличим мгновенно ток в одной
из обмоток статора, что приведет к увеличению амплитуды напряженности
в роторе с до //2 без изменения положения пространственной кривой
ее распределения относительно тела ротора. Вновь образованная петля рас-
пределения 2 обладает безгистерезисными ’’усами” ab и а' Ь' , а ее общая
площадь несколько уменьшится по отношению к первоначальной петле.
Амплитуда кривой распределения индукции By увеличится до В2, а угол
между векторами первых гармонических напряженности и индукции
уменьшится от у у до у2 (рис. 1.15,6).
При тех же условиях уменьшим напряженность с Н2 до Ну. Опреде-
ляющие точки Ъ и Ь' переместятся по исходной петле перемагничивания,
соответствующей максимальному току, в точки с и с с индукцией 2?3,
несколько меньшей, чем В2. Этому состоянию соответствует петля распре-
деления 3. Пространственное положение вектора В3 относительно Ну по-
казано на рис. 1.15,6, причем у3 < у2.
Характер изменения момента на участках увеличения и уменьшения
напряженности зависит от изменения амплитуды и углового положения
векторов Н и В. Для рассмотренного случая — намагничивание при исход-
ном предельном значении момента ГД — получена экспериментальная за-
висимость изменения момента в функции кратности напряженности
(рис. 1.16, кривая 2). Кривая 2 отражает характер изменения момента,
когда в исходном состоянии момент нагрузки меньше предельного.
Рассмотрим процесс размагничивания намагниченного ротора при его
скольжении относительно поля статора. Как и ранее, возможно произ-
вести графический анализ, повернув ротор относительно оси напряженно-
сти Н, например, на углы тт/6, тт/З и т. д. Результат этого анализа приведен
на рис. 1.17 в виде годографа вектора индукции В, причем ось ординат
совмещена с направлением вектора напряженности Н. Кратность индук-
ции при перевозбуждении (В2/В3 по рис. 1.15,^) в целях наглядности ил-
26
Рис. 1.15. Изменение магнитного состоя-
ния ротора при продольно-поперечном
намагничивании и результирующих-
векторов напряженности и индукции
в роторе (б)
Рис. 1.16. Изменение момента ГД при
продольно-поперечном намагничивании:
1 — намагничивание от первоначально-
го предельного момента; 2 — намагничи-
вание от промежуточного момента
Рис. 1.17. Годограф индукции по отношению к напряженности при повороте ротора
и перевозбуждении (В у/ В =1,8)
Рис. 1.18. Угловые характеристики перевозбуж-
денного ГД:
1 -Ди/В=1,8; 2-Ди/В=1,5
люстрации процесса размагничивания была выбрана равной 1,8, хотя
в практических случаях перевозбуждения ГД она не превышает 1,4-1,5.
На рис. 1.18 (кривая 2) показано изменение момента в функции угла 0
поворота ротора из состояния холостого хода. В процессе поворота ротор
полностью не размагничивается напряженностью от тока противовключе-
ния, так как ее значение оказалось меньше модуля разности |ЯСИ—Я§и| ,
соответствующей исходной петли перемагничивания. При кратностях
индукции менее 1,4—1,5 ротор, как правило, полностью размагничивается
реакцией якоря. Кривая 2 на рис. 1.18 иллюстрирует изменение момента
в функции угла поворота ротора при кратности индукции 1,5. При 0 = л
27
ротор почти полностью размагнитился — знакопеременная составляющая
момента мала по сравнению с его постоянной составляющей.
Рассмотренный пример продольно-поперечного перемагничивания по-
зволяет сделать два важных для последующих технических решений вы-
вода:
при продольно-поперечном намагничивании ротора под нагрузкой изме-
няется момент как в процессе намагничивания, так и после его заверше-
ния, поэтому, чтобы сохранить значение электромагнитного момента, не-
обходимо установить поле статора после намагничивания в иное угловое
положение по отношению к ротору;
намагниченный ротор плавно перемагничивается под воздействием по-
перечной МДС реакции якоря ГД при повороте ротора больше, чем на
предельный угол нагрузки. При повороте от холостого хода на угол тт ро-
тор полностью теряет свою исходную продольную намагниченность и до-
стигает установившегося магнитного состояния, соответствующего режи-
му скольжения, если кратность снижения тока якоря ГД после намагничи-
вания не превышает критического значения.
1.6.	Схемы замещения, векторные диаграммы
и параметры гистерезисного двигателя
На рис. 1.19,я показана схема магнитной цепи, справедливая для любого
типа идеальной симметричной машины. Она построена на основе лишь од-
ного общеизвестного соотношения: Ф =FA, где Ф — магнитный поток,
F — МДС, Л — магнитная проводимость. Комплексный характер магнит-
ной проводимости обусловлен тем, что при переменном токе в магнито-
проводе имеются активные потери на гистерезис и вихревые токи. Услов-
ный начальный поток Ф отличается от потока воздушного зазора Ф§ на
значение потока рассеяния статора 4»!. Аналогично поток в роторе Ф/,
меньше потока в воздушном зазоре на значение потока рассеяния в ро-
торе Ф2. Магнитодвижущая сила статора F\ складывается из МДС воз-
душного зазора и МДС ротора F2.,
Рис. 1.19. Схемы замещения ГД
для магнитной цепи (а) и для
электрической цепи (б), (в)
28
Схеме магнитной цепи соответствует эквивалентная электрическая
схема замещения, показанная на рис. 1.19,6. Электродвижущая сила Ё}$
соответствует потоку в воздушном зазоре Ф§, а ЭДС Ёь — потоку в ро-
торе Ф/7. Напряжение U соответствует условному начальному потоку 4>.
Магнитодвижущим силам Ё1г Ё$и F2 соответствуют токи Л, 7§и /2. Тип
машины учитывается содержанием параметров х/г и г/,. Особенность
гистерезисной машины состоит в принципиальной нелинейности х^ и г/,,
т. е. в их существенной зависимости от протекаемого по ним тока. Эта
зависимость не только нелинейна, но и неоднозначна, так как определяет-
ся предысторией поведения гистерезисного материала.
Для некоторых режимов работы гистерезисной машины намагничен-
ность ее магнитотвердого ротора остается постоянной, не зависящей от
изменения в определенных пределах тока статора. Это означает, что часть
магнитного потока Ф/2, равная Фг и определяемая намагниченностью ро-
тора, может рассматриваться как постоянная величина (см. .§1.2). Ей
соответсвует ЭДС намагниченности Ёг. Разность Ф/7 — Фг представляет по-
ток в роторе, обусловленный реакцией якоря, которому соответствует
падение напряжения jl2xr. Эк Бивалентная схема замещения, учитывающая
постоянную намагниченность гистерезисного ротора, , показана на
рис. 1.19,в. Вектор Ёг опережает на тт/2 магнитный поток Фг и совпадает
по направлению с осью q. В общем случае индуктивные сопротивления по
осям d и q могут быть не равны и тогда схемы замещения должны быть
построены для каждой оси с собственными параметрами. Индуктивное
сопротивление х,, как и , является нелинейным.
Построение векторной диаграммы, отражающей амплитудные и фазо-
вые соотношения между напряжениями и токами, целесообразно начи-
нать с построения вектора —£’/г, откладывая его по оси ординат
(рис. 1.20). Ток /2 имеет по отношению к -Ёь активную /2а = -Ё^/г^
и реактивную 12 ц = -Ё/г//х^ составляющие.
К вектору -Ё^ перпендикулярно вектору тока /2 добавляется падение
напряжения рассеяния с неактивной поверхности ротора jx2I2. Сумма
-Е[г + jx2I2 = представляет ЭДС воздушного зазора. Если не учиты-
вать потери в стали статора г§=0, то отношение Е^/х^представляет экви-
валентный ток воздушного зазора /^„который в силу наличия сопротивле-
ния рассеяния ротора х2 не совпадает по фазе с током /2„. Ток статора
= Л + и соответственно напряжение на выводах статора U = —	+
I- jx^! + fi/j. Штриховой линией показана ЭДС намагниченности ротора
/>, направленная по оси q, и падение напряжения в роторе от реакции
якоря jxrI2. Поток от намагниченности ротора Фг отстает от ЭДС — Ёг
на тт/2 и совпадает с осью d. Построенная векторная диаграмма соответст-
вует режиму двигателя, так как ^-Ё/j и /2а имеют одинаковую фазу. Для
। енераторного режима эти векторы находятся в противофазе. При отклю-
чении ГД от сети векторная диаграмма примет вид, представленный на
рис. 1.21,а. Наведенная ЭДС на выводах двигателя £0 несколько меньше,
чем Ег. Но так как
брегают.
t Если в двигательном режиме уменьшать напряжение питания, то ЭДС
/, сохраняет постоянным амплитуду и положение, х^ уменьшается сна-
29
1, то на практике этой разницей обычно прене-
Рис. 1.20. Векторные диаграмма ГД при
нагрузке
Рис. 1.21. Векторые диаграммы пере-
возбужденного ГД:
а - отключение ГД от сети; б — ре-
жим нагрузки
чала до нуля и затем приобретает отрицательное значение. Вектор 12,
уменьшаясь, поворачивается в сторону Ё$. При некоторой кратности
уменьшения напряжения наступает такой режим, когда совпадает по
фазе с -Е§. На рис. 1.21 ,б построена векторная диаграмма, отражающая
это характерное состояние. При дальнейшем снижении напряжения насту-
пает емкостный режим, при котором ток вновь увеличивается. Емкостная
составляющая тока размагничивает ротор, и Ео уменьшается. При измене-
нии напряжения в противоположность реактивной составляющей активная
составляющая тока ротора /2а до режима минимального тока изменяется
слабо, несколько увеличиваясь с уменьшением напряжения. Наоборот,
при изменении нагрузки очень слабо изменяется реактивная составляю-
щая тока ротора /2 д в противоположность активной составляющей тока
ротора/2а, которая пропорциональна нагрузке.
На рис. 1.22,а, б показаны характеристики обычного и перевозбужден-
ного ГД. В режиме перевозбуждения осуществлена полная компенсация
реактивного тока для =0,5. За базовое значение тока принят ток раз-
возбужденного ГД в точке максимального момента. На основе схемы
замещения и векторных диаграмм нетрудно найти расчетные соотношения
для основных характеристик идеального ГД.
Ток статора, А,
(1.27)
где
е = У [(пЛ'-б*)2 + (*i* + i)2] / (d +1);'
о*
*р=*л/-[1 + (Лй/'71)2] , Rp=Thl [1 + (rh/xh)2].
30
Рис. 1.22. Характеристики
ГД в функции нагрузки:
а — без перевозбужде-
ния; б — в режиме пере-
возбуждения
Момент электродвигателя, Н -м
Потребляемая электродвигателем мощность, Вт,
(1-29)
Электромагнитный КПД
р*
2
р*
(1.30)
лх т


2
р*
В приведенных формулах приняты относительные параметры схемы
«амещения, равные отношению соответствующего параметра к индуктив-
ному сопротивлению Параметры схемы замещения находятся по из-
вестной геометрии машины [3]. Особенности ГД состоят в определении
г/, и Xh :
sin 7!;
cos"17^	(1.32)
к=3-21°4-т^/4;|>	(1-зз)
31
здесь di — диаметр рабочей поверхности статора; — длина пакета стато-
ра; 5 — приведенный воздушный зазор; р — отношение внутреннего диа-
метра активного слоя ротора к наружному; / — длина ротора.
Проницаемость ротора рассчитана по первым гармоническим индук-
ции и напряженности:
(1-34)
где Bi * и Ну * — относительные значения амплитуд первых гармонических
индукции и напряженности, причем	= 1/ng, где ng — крат-
ность снижения индукции при перевозбуждении по отношению к исход-
ной.
С учетом (1.34) имеем
Г’п* - к Ди----Тт---•--->
пвН\* sin?!

1
еН1
(1-35)
(1-36)
Произведение	пропорционально активному току ротора или
нагрузке ГД:
= (4д5/л)ЛВ1ИЛ/11,,
где Лви — коэффициент выпуклости исходной петли; М» — отношение те-
кущего момента к моменту, пропорциональному площади исходной
петли.
Для холостого хода М* = 0, sin?! = 0 и cos?! = 1. При нагрузке Hi *
увеличивается, a cos?i уменьшается. Чтобы определить параметры схе-
мы замещения, необходимо знать закономерности изменения Нх *, cos?!
и sin?!. Обратимся к результатам анализа, проведенного в § 1.4. На
рис. 1.23#—г показаны петли распределения неперевозбужденного ГД
при последовательном увеличении нагрузки от холостого хода до предель-
ного синхронного момента. Момент ГД пропорционален заштрихованной
площади петли распределения. Для каждой петли распределения имеют
место собственные значения Нс* и Вг*. Однако степень аппроксимации g
в (1.21) и (1.22) при расширении петель распределения практически не
изменяется. Тогда все петли распределения на рис. 1.23 можно предста-
вить одной параболической зависимостью. Приняв индукцию синусои-
дальной и использовав (1-21) и (1.22), можно найти относительную на-
пряженность Я* и выделить из нее первую гармоническую Нх *:
Hi* у/Н xg* +// ip* >	(1.38)
32
Рис. 1.23. Петли распределения и аппроксимирующие их эллипсы для непсревозбуж-
денного ГД при увеличении нагрузки:
а — холостой ход; б. в - промежуточные моменты; г — предельный момент
где
(1.39)
(1.40)
где Г — гамма-функция.
Анализ (1.40) показывает, что произведение/7) * cosyi практически не
ывисит от нагрузки. Действительно, это условие соблюдается строго при
= &2» так как ПРИ этом в выражении для Нх ц * отсутствует Нс*. Макси-
мальное изменение /7\ д* имеет место при gi =3,5 ng2 =1,5, однако даже
|огда оно не превосходит 10% для всего диапазона изменения нагрузки.
Поэтому можно принять произведение »cosyi = const и подсчитать его
по (1.40). Произведение Н1!): sin у i подсчитывается по (1.37) или (1.39).
На рис. 1.23 штриховой линией показаны петли распределения, учиты-
вающие лишь первые гармонические индукции и напряженности. Они
имеют форму эллипсов, равновеликих реальным петлям распределения.
Условие постоянства Z/^cosyt означает для всех петель-эллипсов одну и
tv же напряженность ЯИЯ1#СО8У1 в отмеченной на рис. 1.23 точке макси-
мальной индукции Bi тах = Ви. Аналогичное условие неизменности реак-
। пвной составляющей тока соблюдается до некоторых пор и в режиме
перевозбуждения. На рис. 1.24д—в сплошными линиями показаны после-
to нательные петли распределения в этом режиме в предположении посто-
Рис. 1.24. Петли распределения и аппроксимирующие их эллипсы для перевозбуж-
денного ГД при увеличении нагрузки:
а — холостой ход; б, в — промежуточные моменты; г — предельный момент
янства индукции при изменении нагрузки, а штриховыми линиями —
эквивалентные петли-эллипсы с вершинами в одной и той же точке. На
рис. 1.24,г показаны реальная и эквивалентная петли при предельном мо-
менте, когда уже Нх * cosy! изменилось.
Так как состояние перевозбуждения достигается посредством сниже-
ния индукции, то параметры петель в режиме перевозбуждения можно
связать геометрически с параметрами петли исходного состояния. Наибо-
лее просто это выполнить для режима холостого хода. Воспользовавшись,
как и ранее, параболической аппроксимацией исходной петли, можно для
режима перевозбуждения получить
# i* cos0?! = (1 + ЯСИ#) х
где коэффициент
(1-41)
Индуктивное сопротивление ротора от реакции тока статора
^Дд ^МиМд* >
(1-42)
где дд. — интегральная дифференциальная проницаемость прямых возвра-
та для совокупности элементов ротора; дд* — ее относительное значение.
Проницаемость прямых возврата на спинке петли гистерезиса может
быть в 2 раза ниже, чем начальная проницаемость д н для типичных гисте-
резисных материалов.
Поэтому интегральная дифференциальная проницаемость, подсчитанная
по оси d и близкая к дифференциальной проницаемости на спинке петли
34
гистерезиса, отличается от интегральной дифференциальной проницаемо-
сти по оси q, близкой к начальной проницаемости. Для учета этого факто-
ра потребовалось бы вместо схемы замещения на рис. 1.19,в ввести две
подобные схемы замещения по осям d и q с перекрестной связью через
ЭДС вращения.
Электродвижущая сила намагниченности Ег пропорциональна амплиту-
де остаточного потока в роторе Фг , соответствующего отсутствию напря-
женности:
Er ~	и’Ф/-,	(1.43)
где кд — коэффициент формы поля (при синусоиде кд = 1,11); Л - ча-
стота сети; ко— обмоточный коэффициент; w— число витков в фазе.
Схемой замещения на рис. 1.19,6 и соответствующими ей соотношения-
ми удобнее пользоваться для асинхронного режима, где момент рассчиты-
вается через потери на гистерезис, а схемой замещения рис. 1.19,в — щ^я
синхронного режима, так как с изменением нагрузки в установившемся
синхронном режиме Ег не изменяется.
Приведенные в данном параграфе соотношения могут быть использо-
ваны для расчета лишь идеального ГД в нормальном и перевозбужденном
режимах. Одновременно возможно применение приведенных соотношений
и схем замещения для качественного анализа характеристик реального ГД.
Глава вторая
СИНХРОННЫЙ РЕЖИМ
2.1. Угловая характеристика
Угловая характеристика отражает связь момента ГД с углом поворота
ротора в по отношению к синхронно вращающейся с частотой f/p системе
координат. Отдельным ее вопросам посвящен ряд работ, например [35,47
и 48], в которых изложены отличающиеся друг от друга точки зрения.
При рассмотрении угловой характеристики удобно пользоваться относи-
тельным моментом 7И* =М/Мп, где Мц—предельный момент исходного со-
стояния, а начало отсчета целесообразно выбрать для режима холостого
кода. При питании ГД от источника напряжения в качестве независимой
системы отсчета угла можно взять вращающийся вектор напряжения йх,
а при питании от источника тока (динамическое торможение, муфта) —
вращающийся вектор тока Ц.
Вид угловой характеристики при нагружении отличен от вида угловой
характеристики при разгрузке, что обусловлено наличием площади у част-
ных циклов возврата гистерезисного материала. Вначале не будем учиты-
вать этот фактор, считая частные циклы бестелесными, при этом угловая
характеристика также будет ’’бестелесной”. Для определения ’’бестелес-
ной” угловой характеристики воспользуемся схемой замещения на
рис. 1.19,в и векторной диаграммой на рис. 1.20. Так как вектор ЭДС на-
магниченности ротора Ег жестко связан непосредственно с ротором, то за-
35
дача определения угловой характеристики сводится к определению для
каждого из состояний ГД угла 6 между ЭДС -Ёг и напряжением йх (то-
ком Д) и соответствующего данному углу относительного момента Л/*.
Для упрощения получаемых формул будем рассматривать две составляю-
щие угла 0: угол между напряжением Ux и ЭДС -Ё^ обозначим через Оу,
а угол между ЭДС -£/z и — Ёг — через 0р, причем О =6у + 0р.
Зависимости Оу —	(М*) и Oj - f2 (Л/*) назовем внешними угловыми
характеристиками, а зависимость 0р = f3 (М*) - внутренней характеристи-
кой. Схема замещения на рис. 1.19Д позволяет найти через параметры х/2
и r/j векторную связь между Ё}г и Ux и соответственно угол между ними:
1 *	1 + X 2 * )	1 * X 2 * "* X 2 * ) + 1 + X j *
(2.1)
В этом соотношении зависимость угла Оу от момента /И* неявная и про-
является лишь через параметр r/z#, который согласно (1.35) —(1.37) об-
ратно пропорционален М*. В явном виде внешняя угловая характери-
стика
0и = arctg
где
L (М* - G)
M*+Q
Q.2)
1 *
+ *2*)/ Г1* (И"-*2 *)>
С rhn*ri* (1 +Л2
2 = ^И*(*1*+*1**2* +
+ хйи*)/*йи* (х1 + +x1#x2H:+x2*);
Введение в формулы индекса ”и” означает принадлежность параметра
к режиму предельного момента в исходном состоянии ГД. Крутизна
внешней угловой характеристики без учета изменения индукции в роторе
к = dM* = (M* + Q)2 + L2(M*- G2)
и dOy	1AQ+G)
(2.3)
Внешняя угловая характеристика для случая питания от источника тока
в{ = arctg	+ 1 = x/m. +1
+ *2*)	(1 + х2 *)
(2.4)
Ее крутизна
п = dM * _ [М»гйи* (1 +х2*)]2 + [хЛи*(1~*'х2*)+ I]2
dOj	(1 + х2*)[*йи*(1 + *2*)+ 1]
(2-5)
2 *
36
Из схем замещения на рис. 1.19,0, в можно определить векторную
связь между Е,- и Eh и соответственно внутреннюю угловую характери-
стику:
0p= arctg
arctg
(2.6)
Ее крутизна
lip
p de
xr*rhn*
(2-7)
Ввиду того что параметры схем замещения в конечном итоге определя-
ются геометрией и свойствами материалов ГД, имеется принципиальная
возможность определить их влияние на характер угловой характеристики.
)ти зависимости для внешних углов 0и и 0[ аналогичны зависимости для
|радиционных синхронных машин. Особый интерес представляет подоб-
ная зависимость для внутреннего угла, которая получается подстановкой
тачений параметров схемы замещения в (2.6):
л	п в Н
0р = arctg
1+Рд*'1В/Л» cosTi
Здесь произведение Нt * siny i - М* sinуи, а произведение * cosy j, как
\казывалось в § 1.6, примерно постоянно. Из (2.8) следует, что наклон
внутренней угловой характеристики уменьшается с увеличением дд*и п^.
Цикличность угловой характеристики обусловлена цикличностью кри-
вых возврата гистерезисного материала, и ее необходимо учитывать при
• •пределении положения ротора при циклах нагрузки, а также при расчете
коэффициентов демпфирования. Для этого необходимо связать энергию
потерь за цикл угловой характеристики с потерями энергии частных цик-
лов возврата в гистерезисном материале ротора, а последние — с углом
поворота ротора Д0р [48]. Пусть в начальном состоянии распределение
ошосительной индукции по окружности ротора
Я* = n~Bl sinpi//p.
(2.9)
При изменении внутреннего угла на Д0р изменение индукции в каждом
и । элементов ротора
- Д£* =ri
[sin/?0p - sinOV/p-Д Op)].
(2.10)
Для элементов ротора с рфу
монотонно по (2.10), а для элементов с я/2 < p\bD
я/2 изменение индукции происходит
я/2 +Д0р индукция
37
вначале возрастет до значения В* = пв1, изменяясь на
*
= пд‘(1- sinpi//p),
(2.П)
а затем падает до sin (pi//p — Д0р) 5 уменьшаясь на
-ЬВ2* = пв' Г1 - sin(pV/p-Д0р)] -
-рфр+ Д0р1,
(2-12)
причем ДВ* - Д#1* - ДВ2*.
При я > рфр > я/2 + Д0р индукция монотонно возрастает в соответст-
вии с (2.10). Если возвратить ротор в исходное положение, то за цикл
±0 элементы ротора, расположенные в интервале 0 < рфр < я/2 и тг/2 +
+ Д0р < рфр < л. перемагнитятся каждый по одному частному циклу
возврата. Элементы ротора, расположенные в интервале л/2 < рфр <
< я/2 + Д0р, перемагнитятся каждый по двум циклам возврата с ампли-
тудами по (2.11) и (2.12).
Энергия потерь для каждого цикла возврата наиболее просто представ-
ляется в виде параболы со степенью л:
Ph
(2.13)
Согласно [46] удельные потери частных циклов возврата, как и потери
симметричных петель перемагничивания, при большом диапазоне измене-
ния индукции пропорциональны квадрату ее амплитуды, т. е. п = 2. Из
условия равенства потерь при Д2? = ВИ [см. (1.23)]
Ph ~ 4&В>И//И1?ИД2?* •
(2-14)
Для амплитуд цикла менее 0,12?^, как указывалось в § 1.3,72 = 3. Если
считать точку Д/?#=:0,1 точкой пересечения квадратичной и кубичной
аппроксимаций потерь на частных циклах и соответственно в ней прирав-
нять потери при квадратичном и кубичном законах, то получим
Ph~ 4ОА:В)ИЯИВИ Д£?*.
(2-15)
При использовании квадратичной зависимости общее изменение энер-
гии потерь в роторе за цикл нагрузки
V -оЧ2.9Д0п	2
= J Ph dV=4kBtliHilBu — 2пв2) J sm —cos
л/2 + Д0р .	1
4- f sm —
7T/2 L 2
(ir/2-рфр) +sin4 (я/2-р1//р4-Д0р) Врфр +

38
sin
Д0р
= я-1^2^в>нЯи/?иК[я(1-со5Д0р) +Д0р (2+cosA0p) —3sinA0p]. (2.16)
Легко проследить, что при 0 < Д0р < я/2 сумма двух последних членов
практически равна нулю и
о
Wh ~ 2пв ^в,и^и-^и ^sin — ’	(2.17)
Аналогичное изменение энергии может быть выражено через площадь
угловой характеристики
= P~l $MdMp=p~'Mn$M*d№p,	(2.18)
где 7Ии — момент, соответствующий исходной петле; <£Л/*<7Д0р — пло-
щадь цикла относительной угловой характеристики.
Учитывая (1.13) и приравнивая (2.17) и (2.18), получаем
£/И*(/Д0р = тгпв2 sin2
Д0р
~2
Д0Р-
(2.19)
При малых колебаниях Д0р (в пределах нескольких электрических
I радусов) с использованием аналогичной процедуры и кубичного закона
изменения потерь имеем
£7И+б7Д0р=6,66л£3 Д0р.
(2.20)
Полученные формулы (2.19) и (2.20) могут быть использованы при
оценке динамических характеристик привода, так как рассматриваемая
здесь энергия цикла угловой характеристики является энергией демпфи-
рования колебаний в гистерезисном приводе.
Теперь можно построить ’’телесную” угловую характеристику, если
известны ’’бестелесная” кривая и площадь реальной петли. Представим
каждый цикл угловой характеристики в виде алгебраической суммы со-
ставляющих, одна из которых подсчитана по (2.6) или (2.8), а другая
имеет уравнение эллипса равновеликой площади, определенной по (2.19)
пли (2.20). Обозначим горизонтальную главную ось эллипса через [Д0р],
а вертикальную [AfJ = 4я-1 Д0р1<£7И*</Д0р, или соответственно для
(2.19) и (2.20) н/?2[Д0р] и 8,5и#3[Д0р]2. На рис. 2.1 приведено построе-
ние внутренней, ’’телесной” угловой характеристики, причем рис. 2.1,я
отражает формирование установившейся внутренней угловой характери-
стики при циклах нагрузки до максимального синхронного момента. Бес-
юлесная угловая характеристика 7, рассчитанная по (2.8) и показанная
39
Рис. 2.1. Цикличная ’’внутренняя” угловая характеристика:
а — цикл нагрузки от холостого хода до максимального синхронного момента;
б - частные циклы нагрузки
Рис. 2.2. Угловые характеристики для нарастающих циклов нагрузки
штриховой линией, суммируется с эллипсом 2 и образует ’’телесную”
характеристику 3. Рисунок 2.1 отражает построение установившегося
частного цикла угловой характеристики для двух точек отхода цикла А
или Б. Для точки Л из восходящей ветви телесной характеристики 4 вычи-
тается частный эллипс 5, а для точки Б к нисходящей ветви телесной ха-
рактеристики 7 добавляется частный эллипс 6.
Установившиеся угловые характеристики сохраняются, если при цик-
лах нагрузки не превышается предельный момент М1пах. Он легко опреде-
ляется для случая отсутствия перевозбуждения пд = 1, когда sin?! =
= #iH*sin7iH ~ 4тг-1А:в>и. Превышение предельного момента приводит
к перемагничиванию ротора. Это происходит, как указывалось в § 1.5,
тогда, когда элемент ротора, расположенный по поперечной оси (т. е.
повернутый относительно оси намагниченности на тт/2) приобретает напря-
женность, равную коэрцитивной силе (по намагниченности) исходной пет-
ли гистерезиса. Аналогичное условие начала поперечного перемагничива-
ния ротора имеет место и для перевозбужденного ГД.
Для определения предельного момента перевозбужденного ГД вернем-
ся к петлям распределения на рис. 1.24. Было замечено, что максималь-
ный момент имеет место тогда, когда петля распределения напоминает
по форме вертикальный эллипс (рис. 1.24,г). Ей соответствует отсутствие
реактивной составляющей напряженности поля в роторе. Относительный
момент ГД, имеющего вертикальную петлю-эллипс с полуосями В^/пв
И ^СИ»
М max _
"си*
ах *
(2-21)
При типичных параметрах 0,7;	= 1,5 и Лв>и =0,6 относительный
предельный момент Мтах^ =0,612.
На рис. 2.2 приведена зависимость относительного момента М* в функ-
ции фазового угла ротора в при цикличном нагружении перевозбужден-
ного ГД. Первоначально момент был увеличен доЛ^ = 0,85. После его
40
уменьшения до нуля положение ротора изменилось по отношению к ис-
ходному на	При последующем увеличении момента доЛ4 = 0,85 цикл
замыкается. На рисунке показан также цикл характеристики при измене-
нии момента до Л4 = О,95. Максимальный момент достигнут при в = 25°.
2.2. Управление угловой характеристикой
Перевозбуждение ГД сопровождается при постоянной нагрузке уменьше-
нием потребляемой реактивной мощности (тока) и поворотом ротора
относительно синхронной системы координат. Чаще всего перевозбужде-
ние реализуется при форсированном пуске снижением напряжения до
рабочего уровня после входа ГД в синхронизм, а при обычном запуске —
кратковременным повышением напряжения в рабочем режиме.
На рис. 2.3,а показаны ’’бестелесные” угловые характеристики, где 1
соответствует повышенному уровню напряжения, а 2 — пониженному.
Несовпадение точек холостого хода объясняется изменением падения на-
пряжения на активном сопротивлении. Вход ГД в синхронизм с повышен-
ным напряжением осуществляется в точке А, а установившемуся режиму
работы соответствует точка Б и при пониженном напряжении — точка Г.
Дискретное снижение напряжения приводит к уменьшению момента —
отрезок БВ. В результате угловое положение ротора изменится от в t
до 0 2 • Переходный процесс имеет колебательный характер.
Чтобы осуществить перевозбуждение без изменения угла и момента
ГД, необходимо повернуть фазу питающего напряжения при снижении на-
пряжения в сторону опережения относительно синхронной системы коор-
динат. Тогда угловая характеристика 2 переместится в положение 3.
На рис. 2.3,б- показан процесс движения рабочей точки по угловым ха-
рактеристикам в случае повышения напряжения с последующим его сни-
жением до первоначального уровня. Вхождению в синхронизм соответст-
вует точка А угловой характеристики 1. Установившийся режим имеет
место в точке Б. При скачкообразном увеличении напряжения рабочая
точка переходит из состояния Б в состояние В на угловой характеристи-
ке 2. Установившийся режим при повышенном напряжении достигается
в точке Г со сдвигом ротора на угол О х -02, если ротор успевает ’’отрабо-
тать” этот угол за время намагничивания. При дискретном снижении на-
пряжения рабочая точка переходит скачком из состояния!"в состояниеД
Рис. 2.3. К пояснению изме-
нения углового положения
ротора при перевозбужде-
нии:
а — снижением напряже-
ния; б — кратковременным
повышением напряжения
41
вр
16
8
О
-8
-16
-24
Рис. 2.4. Изменение углового положения ротора при
импульсном намагничивании для постоянных значе-
ний момента нагрузки
на угловой характеристике 3 перевозбужденного ГД. Установившийся
режим достигается в точке Е. После снижения напряжения произошел ре-
зультирующий фазовый сдвиг ротора в сторону отставания на угол03 — 02.
Если повысить напряжение на время, значительно меньшее электромехани-
ческой постоянной времени, ротор сразу же повернется на угол 03 —
Для исключения поворота ротора при рассматриваемом способе перевоз-
буждения необходимо согласовать изменение фазы напряжения питания
с изменением намагниченности ротора. При увеличении напряжения необ-
ходимо повернуть его фазу против направления вращения, а при сниже-
нии — по направлению вращения вектора поля статора на расчетное значе-
ние, зависящее от параметров ГД и момента нагрузки на валу.
При импульсных способах намагничивания, рассматриваемых далее
в § 4.3, когда время намагничивания снижается до долей полупериода
питания, целесообразно формировать требуемое угловое положение на-
магниченности ротора без изменения фазы напряжения за счет несиммет-
ричного регулирования фазных напряжений при намагничивании. Указан-
ную возможность иллюстрирует рис. 2.4, где показано изменение фазово-
го угла ротора в зависимости от фазы вектора импульсного напряже-
ния по отношению к фазе вращающегося установившегося вектора напря-
жения dpUi. Поворот ротора отсутствует только для одной фазы импульса,
причем она изменяется с изменением нагрузки.
В тех случаях, когда требуется стабилизировать энергетические харак-
теристики перевозбужденного ГД, импульсный источник подключается
к обмоткам ГД периодически, причем фаза каждого импульса постоянна.
Угловые характеристики при периодическом импульсном подмагничива-
нии изменяются по отношению к угловым характеристикам однократно
намагниченного ГД, что требует пояснений. Рассмотрим вначале процесс
идеального импульсного подмагничивания, когда нарастание и спадание
импульсного тока происходит мгновенно, причем амплитуда импульса
тока не зависит от начальных условий. Для определенности свяжем фазу
импульса apui с максимумом основного напряжения в одной из фаз.
Если выбрать apuj = 0 + я/2, то подмагничивание будет производиться
согласно векторной диаграмме рис. 1.20 по оси d ротора, т. е. будет про-
дольным. В диапазоне 0 < ари{ < я подмагничивание носит продольно-по-
перечный характер, причем при О < ари{ < в + я/2 оно опережающее, а
при 0 + я/2 <ари1 < тт — отстающее. Выберем вначале apui таким образом,
чтобы осуществить продольное подмагничивание для режима холостого
хода. Далее увеличим нагрузку и тем самым сообщим ротору отклонение
на угол Д0. Импульсная МДС в силу принятого условия идеальности под-
42
магничивания не изменится. Соответственно не изменится и напряжен-
ность намагничивающего поля в роторе, равная исходной напряженно-
сти 2/и. В результате отклонения ротора на угол Д0 появилась опережаю-
щая составляющая намагничивающей напряженности по оси q ротора,
равная //HsinA0. При превышении углом Д0 некоторого критического
уровня начнется перемагничивание и проскальзывание ротора. Согласно
изложенному в § 1.5 поперечное перемагничивание наступает при sin0 =
= Следовательно, зона arcsin (-//°и) < Д0 < arcsin (+Н^ явля-
ется зоной синхронной работы ГД при идеальном импульсном подмаг-
ничиваний .
Реальное импульсное подмагничивание, как указывалось, отличается от
идеального различными начальными условиями для процесса нарастания
импульсного тока и соответственно различными амплитудами и фазами
результирующей намагничивающей МДС. Удобно представить результи-
рующую намагничивающую МДС в виде суммы установившейся и пере-
ходной, обусловленной напряжением импульсного источника, составляю-
щих. Это возможно в силу кратковременности импульса и малого эффек-
та нелинейности. Тогда соотношение для зоны синхронной работы пере-
возбужденного ГД запишется в виде
arcs in (-//с°и -	* sin0 у j)<A0 < arcsin (+/7С°И*— /Л* sin°yj) .	(2.22)
Это означает, что при опережающей настройке импульсов поперечные
реакции нагрузки и переходной МДС складываются, а при отстающей
вычитаются.
При опережающем подмагничивании максимальный синхронный мо-
мент уменьшается в 1 - (//си*)"1 sin&OpUi раз, где &apui - угол опереже-
ния намагничивания в точке максимального синхронного момента. При
отстающем намагничивании лишь для очень малых нагрузок выполняется
условие поперечного перемагничивания от переходной МДС. На практике,
как правило, это условие не соблюдается, поэтому поперечное импульсное
перемагничивание наступить не может и в качестве фактора начала пере-
магничивания (начала скольжения) при отстающем намагничивании вы-
ступает уже продольное размагничивание, которое начинается при
-Дарн/ = 7г/2.
Следовательно, поперечное перемагничивание не вызывается отстаю-
щим импульсным намагничиванием. Так как настройка —^apui > тг/2
не используется, то перемагничивание ротора при отстающей настройке
может быть обусловлено только нагрузкой в паузах между импульсами,
точно так же, как это имеет место в ГД без импульсного подмагничи-
вания.
Анализ реального подмагничивания при изменении apui не учитывал
фактора изменения амплитуды намагничивающей МДС при различных на-
чальных условиях. При постоянном уровне upui и длительности tpuj
импульса напряжения максимальная МДС достигается в том случае, если
в момент импульса совпадают вращающийся вектор установившегося
тока и неподвижный вектор переходного тока, при этом достигается мак-
43
симальная намагниченность ротора ГД. На практике чувствительность
уровня намагничивания к изменению ари[ в достаточно широком диапазо-
не отклонения от подобного намагничивания небольшая (см. § 4.2).
Учтем дополнительное условие реального перемагничивания, состоя-
щее в конечной длительности нарастания и спадания неподвижной в про-
странстве переходной МДС. Для этого свяжем угол ари{ с максимумом
импульсного тока, что соответствует моменту времени отключения им-
пульсного напряжения. Тогда при продольном подмагничивании, когда
ось d ротора совпадает с направлением импульсной МДС при ее макси-
мальном значении, передний фронт тока создает положительный импульс
момента, а задний фронт тока — отрицательный импульс момента. В
свою очередь периодическое опережающее подмагничивание характеризу-
ется положительными импульсами момента, а отстающее — отрицательны-
ми импульсами момента.
Отрицательная составляющая момента при отстающем периодическом
подмагничивании не позволяет достигнуть максимального синхронного
момента обычно перевозбужденного ГД. Как было показано ранее, опе-
режающее подмагничивание также снижает максимальный синхронный
момент. Следовательно, при периодическом подмагничивании максималь-
ный синхронный момент может только приближаться к максимальному
моменту однократно намагниченного ГД. Примерное равенство достига-
ется лишь при продольном подмагничивании.
Реальное периодическое подмагничивание отличается от идеального не
только наличием дополнительных импульсных моментов. При отстающей
настройке импульсов и затянутых задних фронтах тока наступает продоль-
ное импульсное размагничивание при | — &apui\, значительно меньших,
чем в идеальном подмагничивании, где | — Aapui\ > л/2. Иными словами,
если передний фронт импульса тока намагничивает вращающийся ротор
ГД, то длительный задний фронт может его продольно размагничивать,
т. е. устранять эффект намагничивания. Это приводит к увеличению уста-
новившегося тока, уменьшению максимального синхронного момента и
появлению положительного скольжения, особенно для высокочастотных
ГД.
На рис. 2.5 показаны угловые характеристики ГД с периодическим им-
пульсным подмагничиванием при различной настройке фазы импульсов
ари1 п0 отношению к угловой характеристике однократно намагниченного
ГД. Штриховая линия соответствует скольжению ГД: справа — положи-
тельному, слева — отрицательному. Изменение крутизны угловых харак-
теристик при периодическом подмагничивании не вытекает из ранее изло-
женного и требует дополнительных пояснений. На рис. 2.6,а показана
восходящая ветвь угловой характеристики однократного намагничива-
ния 1. Пусть одна из текущих точек А этой характеристики имеет номи-
нальный момент 7ИНОМ и угловое положение 0НОМ* Если осуществляется
опережающее подмагничивание, то поперечная составляющая переходной
реакции тока совпадает с поперечной составляющей установившегося
тока нагрузки и момент ГД при прохождении импульса увеличивается на
AMpui, чему соответствует приращение момента от точки А до. точки Б.
При уменьшении импульса тока уменьшается момент и угол 0р. Однако
44
Рис. 2.5. Восходящие ветви угловых характери-
стик при перевозбуждении:
1 — обычный режим перевозбуждения;
2—5 — периодическое импульсное подмагничи-
вание
150°
pul = 210,180, 165,
соответственно при а
Рис. 2.6. К пояснению причины изменения крутизны угловой характеристики при
введении периодических подмагничивающих импульсов:
а — опережающее подмагничивание; б - отстающее подмагничивание
теперь в силу гистерезиса угловой характеристики спад момента будет
происходить не по восходящей кривой /, а по нисходящей кривой 2.
При повторении импульсов мгновенное значение момента описывает
циклы 2 между точками Б и В, а в промежутках между импульсами
находится в положении В. Аналогичные рассуждения можно применить
к любой другой текущей точке угловой характеристики однократного
намагничивания. Поэтому угловая характеристика 3 при периодическом
опережающем подмагничивании пройдет ниже угловой характеристики
при разовом намагничивании, причем точка холостого хода переместится
несколько вправо. Характерно, что чем больше нагрузка, тем при одной
и той же настройке apui подмагничивание становится все более опережаю-
щим и крутизна угловой характеристики падает.
При отстающем подмагничивании (рис. 2.6,6) поперечная реакция
переходной составляющей тока направлена навстречу реакции составля-
ющей тока нагрузки, момент ГД в процессе импульса уменьшается на
2^Mpul- При возрастании импульсного тока мгновенное значение момента
из точки А переходит в точку Г, а после спадания импульса — в точку Д.
Точка холостого хода 0 перемещается несколько влево.
При одной настройке apui отстающее подмагничивание по мере роста на-
грузки переходит в опережающее, минуя продольное, которое характери-
зуют точки А, Б, В пересечения угловой характеристики 1 с характеристи-
ками 2-4 (см. рис. 2.5).
45
Рис. 2.7. Сопоставление циклов угловой харак-
теристики при однократном намагничивании
(1) и периодическом импульсном подмагни-
чивании (2)
Рассмотренным процессам деформации угловых характеристик соот-
ветствуют изменения угловых циклов перемагничивания материала рото-
ра, вызванных периодическим импульсным подмагничиванием. Из
рис. 2.6 следует, что выпуклость восходящей части угловой характери-
стики при импульсном подмагничивании увеличивается. На рис. 2.7 пока-
заны цикличные угловые характеристики при однократном намагничива-
нии и периодическом подмагничивании. Сопоставление подтверждает сде-
ланный вывод. Указанное обстоятельство имеет некоторое значение в во-
просе повышения демпфирования колебаний ротора, что рассматривается
далее.
2 3. Нестабильность синхронных характеристик
Синхронные характеристики ГД имеют статическую и динамическую нестабильности.
Под статической нестабильностью понимается гистерезис тока и углового положения
ротора при цикличных изменениях напряжения и нагрузки. У ГД имеют место неста-
бильность от пуска к пуску и нестабильность внутри одного нормального пуска, вы-
званная первым циклом нагрузки. Помимо этого, необходимо выделить нестабиль-
ности, обусловленные анормальными условиями внутри одного пуска (кратковре-
менные перерывы питания, скачки фазы и кратковременные торможения, приводя-
щие к превышению максимального синхронного момента и необратимому перемаг-
ничиванию ротора).
Цикл увеличение—уменьшение напряжения в рабочем режиме вызывает большую
нестабильность тока, чем обратный цикл. Обычно относительная нестабильность тока
значительно превышает относительное изменение напряжения в цикле. В среднем
циклы напряжения ±10 и ±5% приводят к остаточной нестабильности номинального
тока 20 и 10% [41]. С увеличением степени возбуждения указанная нестабильность
уменьшается и минимальна в режиме, близком к режиму с cos</?=l.
Наиболее эффективным средством стабилизации тока является периодическое
импульсное подмагничивание. На рис. 2.8 показаны для сопоставления несколько
режимов работы ГД. Отношение текущего значения напряжения к номинальному
обозначено через U*, а отношение текущего значения тока к номинальному току
в синхронном режиме неперевозбужденного ГД - через У*.
Нестабильность, углового положения ротора наиболее сильно проявляется при
первом цикле нагрузки ГД и объясняется некоторым изменением остаточной индук-
ции и, в меньшей степени, незамкнутостью начальных циклов перемагничивания.
Это означает, что после первого нагружения ГД и снятия нагрузки появляется необ-
ратимое проскальзывание ротора Во втором цикле проскальзывание уже су-
щественно меньше, и для последующих циклов оно практически отсутствует.
На рис. 2.9 показано изменение угла (кривая 1) перевозбужденного ГД
в функции кратности цикличного момента по отношению к предельному моменту.
Кривая 2 соответствует гистерезису относительного тока холостого хода Д/х*-
46
Рис. 2.8. Нестабильность тока ГД при цикличном из-
<— менении напряжения:
1 - перевозбуждение отсутствует; 2 - обычный
режим перевозбуждения; 3
пульсное подмагничивание
периодическое им-
Рис. 2.9. Зависимость тока холостого хода Д/хх и
угла первоначального проскальзывания ротора Д05
перевозбужденного ГД от максимального момента
нагрузки
и Д/х* наблюдается в области максимального синхрон-
Интенсивное нарастание и Д/х<* наблюдается в области максимального синхрон-
ного момента, после превышения которого угол Д05 стремится к бесконечности,
а ток /£ - к току хол остого хода раз возбужденного ГД.
Размагничивание ротора при первом нагружении перевозбужденного ГД дости-
гает своего максимального, значения при предельном моменте. Согласно рис. 1.24,г
намагничивающая МДС ротора при этом отсутствует и имеет место лишь активная
МДС. После такого нагружения характеристики перевозбужденного ГД заметно
ухудшаются - увеличивается ток, уменьшается КПД. Следовательно, нагружать
перевозбужденный ГД до предельного момента нежелательно. Чем глубже перевоз-
буждение, тем более интенсивно нарастает Д05 при увеличении момента в первом
цикле нагружения.
Введем в отличие от предельного момента Мтах понятие максимального синхрон-
ного момента Мпшхс, до которого можно нагружать перевозбужденный ГД без су-
щественного размагничивания ротора. Для его определения используем искусствен-
ный прием, основанный на практическом наблюдении и состоящий в том, что допу-
скается пропорциональная связь между остаточной индукцией при перевозбуждении
на холостом ходе Вгх и допустимой максимальной напряженностью поля в роторе
при нагружении Н^ах * ;
ах*
(2.23)
Остаточная индукция 5^х определяется кратностью снижения индукции при пере-
возбуждении:
Вг'х.-'ВмВВ —-^1х*^иА41 А*д* •	(2.24)
С учетом (2.23) и (2.24) допустимая максимальная напряженность поля в рото-
ре при нагружении
г/)	— тт В™ Нсп*
птпах*
ги*
(2.25)
Фазовый угол ротора, при котором достигается данный момент, может быть
определен из (2.8) с учетом	=Нзпах*
1Х*°
ртах с ~arctgPfl*------
^ги*
(2.26)
41
Рис. 2.10. Зависимость угла первоначального про-
скальзывания ротора от настройки фазы импульсов
при различных углах отклонения ротора от исход-
ного положения:
1 - 10°; 2-20°; 5-30°
и, соответственно, относительный расчетный максимальный синхронный момент
_ ^тах с _	max *
Мтахс*
пВ ,и
(2.27)
При типичных значениях параметров НСц* = 0,7; Вг* =0,85; njj = l,5; Лви=0,6;
/Ид* =0,15; Мтахс* “0,53. Отношение предельного момента к расчетному макси-
мальному моменту при ng ^В^*
Мтах
Мтахс
Яги*(пВ1 ~ ^х* Мд*)
(2.28)
При введении импульсного подмагничивания, как указывлось, практически пол-
ностью устраняется нестабильность тока, однако это неоднозначно сказывается на
нестабильности углового положения ротора. На рис. 2.10 приведены значения
после первого цикла нагрузка—разгрузка. Как следует из рисунка, опережающая
настройка увеличивает гистерезис углового положения. Он минимален при вполне
определенной настройке и при различных отклонениях ротора от исходного по-
ложения до 30° находится в диапазоне 0^ц/ = 150 -г 170°, когда имеет место продоль-
ное намагничивание.
Для ГД, в которых по технологическим причинам присутствует слабая явнопо-
люсность или слабая постоянная остаточная намагниченность, не устраняемая полем
статора, угловой гистерезис в каждом пуске проявляется по-разному. Вход такого
ротора в синхронизм происходит не в однозначном положении, причем намагничен-
ность от поля статора в общем случае не совпадает по фазе с постоянной намагничен-
ностью или явнополюсностью. Результирующая угловая характеристика при этом
представляет собой сумму характеристик электромагнитного и магнитоэлектриче-
ского взаимодействий ротора с током статора, причем ’’нули” этих характеристик
в общем случае не совпадают. Наибольший суммарный момент имеет место при их
фазовом согласовании. Оно осуществляется постепенно при циклах нагрузки в син-
хронном режиме. После их согласования угловая характеристика комбинированного
ГД приобретает большую крутизну и стабильность, что хорошо подтверждается экс-
периментами с гистерезисно-реактивными двигателями. Лучшая однозначность поло-
жения их роторов имеет место при входе двигателя в синхронизм с большей нагруз-
кой, которая может создаваться, в частности, маховиком. Замечено также, что
импульсное подмагничивание (ввиду значительных намагничивающих полей и соот-
ветственно значительных импульсных моментов) способствует согласованию част-
ных угловых характеристик комбинированных ГД.
В ГД, как и в других синхронных машинах, имеет место динамическая неста-
бильность, проявляемая в колебательном движении ротора около положения равно-
весия, сопровождаемом изменением тока, мощности, момента, что вызывается ча-
ще всего дискретным изменением момента нагрузки или параметров питания. Основ-
ная особенность описания процессов механических колебаний ГД состоит в учете
неоднозначности угловой характеристики [42].
48
Рассмотрим для простоты уравнение свободных механических колебаний
J d2 М X
-------Г- + ДЛГ =0,	(2.29)
р dt2
где ДМ - неоднозначная зависимость момента ГД от угла Д0; J - момент инерции;
р — число пар полюсов.
Если не учитывать электромагнитные процессы, что можно делать при значитель-
ной разниц^иежду электромеханической и электромагнитными постоянными вре-
мени, то ДМ представляет рассмотренную в § 2.1 угловую характеристику в преде-
лах угла Д0, отсчитываемого от точки 0НОМ, соответствующей номинальному мо-
менту Миом- Как было показано в § 2.1, угловую характеристику и любой ее уча-
сток можно представить в виде суммы ’’бестелесной” однозначной угловой характе-
ристики и эллипса. Тогда при малых Д6 возможно преобразовать (2.29) следующим
образом:
J d2 Д0
— ----— + $Md№ + fcA0=O,
р dt2
(2.30)
где f MdAO — площадь участка угловой характеристики размером Д0; к — крутиз-
на ’ бестелесной” угловой характеристики на этом участке:
” dM
_d(6[j+ 0р)_
ном
(2.31)
Динамические показатели ГД могут быть оценены по двум характеристикам,
получаемым, из (2.30), - по собственной частоте колебаний и коэффициенту гисте-
резисного демпфирования. Собственная частота колебаний
=2irf0 у/к/Т*.	(2.32)
Как было показано в § 2.1, крутизна ’’бестелесной” угловой характеристики уве-
личивается с уменьшением средней дифференциальной проницаемости, активного
сопротивления и индуктивных сопротивлений х i и х2. Средняя дифференциальная
проницаемость уменьшается с уменьшением нормальной проницаемости гистерезис-
ного материала. Она может быть уменьшена такжф на начальных участках частных
циклов с помощью соответственно настроенных подмагничивающих импульсов (см.
§ 2.2). По мере увеличения кратности индукции пg при перевозбуждении крутизна
угловой характеристики уменьшается. Что же касается момента инерции J, то ввиду
относительно малой толщины полого активного слоя ротора ГД имеет в этом отно-
шении неоспоримые преимущества перед другими синхронными машинами. С уве-
личением числа пар полюсов требуемая толщина активного слоя ротора уменьшает-
ся. В многополюсных конструкциях миниатюрных ГД она составляет доли милли-
метра, при этом гистерезисный слой может быть нанесен, а для сверхминиатюрных
ГД напылен на легкую немагнитную подложку. В таких условиях инерционность
ГД может быть даже меньше, чем у индукционного электродвигателя с полым
ротором.
Гистерезисное демпфирование связано с неоднозначностью угловой характери-
стики. Площадь участка угловой характеристики согласно (2.19)
, л д я л, . 2	л^и ^ртях а2
$Md&6= —Мцзиг--------- «-----------—---Д02,	(2.33)
Ид	2	4 и#	Д@тах
где ^дтах ~ угол поворота ротора от холостого хода до предельного синхронного
момента, отсчитанный от вектора напряжения; ^пщах ~ аналогичный угол поворота
ротора, но отсчитанный от ЭДС воздушного зазора.
49
Отношение этих углов обычно составляет 0.3-0,6 и для каждого конкретного
случая может быть подсчитано по данным § 2.1. Исходный момент Ми увеличивает-
ся с увеличением выпуклости, индукции и напряженности исходной петли перемаг-
ничивания. Чтобы упростить решение (2.30), с учетом (2.33) осуществим гармони-
ческую линеаризацию процесса колебаний, ограничив рассмотрение лишь первой
гармонической Д0соз При такой линеаризации работа, совершаемая в процессе
одного полного колебания линейным моментом вязкого трения
d (Д6 cos С0о^)
X/j	-	,
dt
2л d(&0 COSG^qO	TTOJq *
A = J* Xh----------- d(A0cosuv) =-------Xh Д0.
„	dt	2
(2.34)
Работу (2.34) приравняем площади участка угловой характеристики (2.33)
в целях определения эквивалентного коэффициента ХЛ гистерезисного демпфи-
рования;
X-h 2
(2.35)
Так как Х/7 не зависит от амплитуды колебаний, то подобно индукционному
демпфированию процесс затухает по экспоненте. Как следует из (2.35), эквива-
лентный коэффициент гистерезисного демпфирования обратно пропорционален
угловой частоте а>о. Известно, что коэффициент индукционного демпфирования
не зависит от частоты колебаний. Первопричиной этого принципиального несход-
ства двух методов демпфирования является различная частотная зависимость гисте-
резисных и электродинамических потерь. Поэтому гистерезисное демпфирование
наиболее эффективно в инерционном приводе с малой собственной частотой колеба-
ний. При частотах собственных колебаний /0 <С 2 Гц, как правило, коэффициент
гистерезисного демпфирования Х/г явно превалирует над коэффициентом индук-
ционного демпфирования Х^, который для ГД с беличьей клеткой определяется сле-
дующим образом:
dM	рт и]
~~	-------- ch •
ds s =0	2л7]Хо?2ф
(2.36)
где г2 * — относительное сопротивление беличьей клетки; c/z - коэффициент, учиты-
вающий соотношение параметров схемы замещения комбинированного ГД (см,
рис. 3.17).
Без учета и х2
(2.37)
F	л? 1
^тах •
Помимо индукционного демпфирования от беличьей клетки в синхронных маши-
нах имеет место также индукционное демпфирование, обусловленное потерями
в обмотке статора от намагниченности ротора. В зависимости от активного сопротив-
ления в цепи статора оно может быть как положительным, так и отрицательным.
Этот тип демпфирования, общий для всех типов синхронных машин, рассмотрен,
например, в [49].
Наряду с отмеченными выше положительными динамическими качествами ГД
обладает также существенным недостатком. При колебаниях с малой амплитудой
(в пределах нескольких градусов) площадь участка угловой характеристики соглас-
но (2.20) пропорциональна уже кубу амплитуды колебаний и коэффициент гистере-
50
зисного демпфирования равен:
177Ии / A0pfnaiX
Хл = —------(	---/ Д» 	(2.38)
* A^max /
Теперь демпфирование нелинейно, т. е. эквивалентный коэффйциент гистерезис?
ного демпфирования зависит от амплитуды колебаний, уменьшаясь с ее уменьше-
нием. Поэтому для ГД характерны активное затухание относительно сильных коле-
баний и длительное существование колебаний с малой амплитудой. Это * относится
как к обычному режиму питания ГД, так и к режиму с периодическим импульсным
подмагничиванием.
С учетом линеаризованных крутизны и коэффициента демпфирования угловой
характеристики по (2.35) уравнение свободных механических колебаний ГД приво-
дится к однородному линейному уравнению второго порядка, структурно не отли-
чающемуся от линеаризованного уравнения механических колебаний традиционных
синхронных машин
J d2 Д0	d Д0
---------+ Об. +XJ —— +	0.	(2.39)
р dt-----е dt
При малых колебаниях необходимо учитывать (2.38) и дифференциальное урав-
нение свободных колебаний становится нелинейным.
2.4. Методы улучшения синхронных энергетических
характеристик
г*
Синхронные энергетические характеристики гистерезисного привода могут быть
улучшены путем оптимизации конструкции ГД, в том числе путем комбинирова-
ния гистерезисного принципа формирования момента с электромагнитным и магни-
тоэлектрическим, использования новых методов управления и применения гистере-
зисных материалов с повышенной выпуклостью петли гистерезиса.
Максимум КПД в ГД достигается, как и в асинхронной машине, при вполне опре-
деленном соотношении между МДС, затрачиваемой для проведения магнитного по-
тока через воздушный зазор, и МДС, затрачиваемой для проведения магнитного по-
тока через ротор. Изменение этого соотношения осуществляется у индукционной
машины путем варьирования активного сопротивления ротора, а у гистерезисной
машины — проницаемости гистерезисного материала. Эти вопросы отражены в [51,
52]. В [53] приведены оптимальные соотношения при минимуме вольт-амперной
мощности. Следующий шаг улучшения энергетических показателей сделан в [3] ,где
выполнена оптимизация распределения объема ГД на статор и ротор, а также объема
< гатора на медь и сталь. Однако возможности параметрической оптимизации ограни-
чены, так как критерии оптимизации имеют очень слабую зависимость в широком
диапазоне соотношений оптимизируемых параметров. На практике часто требуется
сохранить высокие энергетические характеристики в широком диапазоне изменения
нагрузки в синхронном режиме или снизить ток и момент пускового режима, сохра-
нив большой момент в синхронном режиме. Чтобы достичь приемлемого компро-
мисса при подобйых задачах, комбинируют гистерезисный принцип формирования
момента с электромагнитным и магнитоэлектрическим, изменяя соответствующим
образом конструкцию ротора.
При комбинировании гистерезисного принципа формирования с электромагнит-
ным возможны три пути: 1) профилирование сечения активного слоя; 2) использо-
вание анизотропии материала ротора; 3) введение в гистерезисный ротор немагнит-
ных и магнитомягких вставок, шунтов.
Профилированием сечения гистерезисного слоя можно увеличить проводимость
в продольном направлении и одновременно уменьшить проводимость для поперечно-
|'о направления. На рис. 2.11 показаны поперечное сечение ротора и направление маг-
нитных силовых линий в нем для комбинированной машины с одной парой полюсов
51
Рис. 2.11. Сечение гистерезисно-реактивной ма-
шины с профилированием неактивной поверх-
ности гистерезисного слоя:
1 — гистерезисный слой; 2 — немагнитный
сердечник; 3 — пластина статора; 4 — паз
с проводниками; 5 — корпус; 6 — вал
Рис. 2.12. Гистерезисно-реактив-
ный ротор для полюсопереключае-
мого ГД:
1 — пластина из гистерезисного
материала; 2 — пазы, заполненные
электропроводным материалом;
3 — вал
[54]. Толщина гистерезисного слоя изменяется по углу так, чтобы индукция во всех
его элементах в одном из положений полюсов была бы примерно постоянной и соот-
ветствующей максимальной проницаемости материала. При повороте ротора на Д0
в части элементов ротора индукция возрастает, приближаясь к насыщению;а в части
элементов уменьшается. И для тех, и для других элементов ротора проницаемость
снижается, следовательно, уменьшается результирующая проводимость.
В данном примере длй создания реактивности изменена внутренняя, неактивная
поверхность ротора. Можно достичь явнополюсности ротора изменением его актив-
ной поверхности, создавая пазы, лыски и т. д. Однако этот путь наименее удачен,
так как уменьшается проводимость воздушного зазора не только по поперечной, но
и по продольной оси, а также существенно проявляются высшие гармонические
проводимости.
Третья возможность профилирования состоит в выполнении пазов внутри актив-
ного слоя ротора, при этом не затрагиваются его внешние поверхности. В качестве
примера такого профилирования на рис. 2.12 показана конструкция практически
сплошного гистерезисно-реактивного ротора четырехполюсной машины, причем при
данной конструкции ротора возможно полюсопереключение статора на одну пару
полюсов. Проводимость по поперечной оси в двухполюсной крнструкции уменьшена,
главным образом, вследствие насыщения мостиков, образованных между централь-
ными вертикальными пазами и немагнитным валом. Пазы заполняют электропро-
водным материалом, к которому с торца присоединяют электропроводные коротко-
замыкающие кольца. Образуется ’’беличья клетка” с оМень низким активным сопро-
тивлением. Она препятствует проникновению магнитного потока внутрь ротора
в асинхронном режиме, уменьшая провал в механической характеристике на поло-
винной скорости.
При профилировании активной и неактивной поверхности ротора, а также при
выполнении в роторе пазов уменьшается проводимость исходной конструкции.
К подобным же методам создания реактивности следует отнести использование не-
магнитных вставок в секторной конструкции тонкого ротора [55]. Протяженность
каждого немагнитного сектора обычно небольшая — достаточно выполнить ее
10-кратной по отношению к воздушному зазору, чтобы получить значительный реак-
тивный момент. Достоинство такой конструкции ротора, которую целесообразно
получить методом прессования различных композиций порошков с последующим
спеканием, состоит в сохранении технологически удобной формы ротора в виде по-
лого цилиндра.
52
Рис. 2.13. Гистерезисно-реактивный ро-
тор с сегментными шунтами:
1 — гистерезисный слой; 2 — магни-
томягкий сегмент; 3 - немагнитный
сердечник; 4 — вал
Рис. 2.14. Гистерезисно-реактивный ро-
тор со слоистым магнитомягким шун-
том:
1 - гистерезисная втулка; 2 — магни-
томягкая пластина; 3 — электропровод-
ные слои; 4 — вал
Эффект от профилирования поверхностей ротора и введения закрытых пазов и
немагнитных вставок уменьшается с ростом коэрцитивной силы гистерезисного
материала. При коэрцитивной силе более 100 А-см-1 целесообразны иные методы,
при которых осуществляется увеличение проводимости по отношению к исходной
конструкции. К таким методам следует отнести создание магнитной анизотропии,
а также использование магнитомягких вставок и шунтов. Магнитная анизотропия по
соответствующим осям достигается термомеханической или термомагнитной обра-
ботками. Магнитомягкие вставки, аналогичные немагнитным вставкам, но большей
протяженности, могут быть удачно использованы в секторной конструкции ротора.
Пример выполнения шунтов (параллельная комбинация) показан на рис. 2.13.
Здесь магнитный поток шунтируется на отдельных участках гистерезисного слоя маг-
нитомягкими сегментами. Легко заметить, что шунтирование больше в том случае,
когда сегменты ориентированы вдоль направления поля статора.
Сегментные шунты в малой степени изменяют исходную конструкцию. Они мо-
гут быть изготовлены, например, путем введения магнитодиэлектрика между гисте-
резисным слоем и немагнитной втулкой с лысками. Другой вариант использования
шунтов, создающих большую разность проводимостей, показан на рис. 2.14. Здесь
внутри ротора установлены чередующиеся магнитомягние и электропроводные слои,
замкнутые с торцев электропроводными кольцами. Такой сердечник может быть
получен послойным прессованием и спеканием.
Не все упомянутые выше направления проверены экспериментально. В [ 56] был
опробован путь создания на роторе лысок различной глубины. Увеличение синхрон-
ного момента происходило в малой степени, причем при малых индукциях. Увеличе-
ние тока и мощности превалировало над увеличением момента. Наоборот, в конст-
рукции с профилированной неактивной внутренней поверхностью ротора хотя и не
наблюдалось увеличение отношения момента к МДС статора, но удалось достичь
увеличения предельного момента в 1,5 раза.
При выполнении ротора в соответствии с рис. 2.15 и согласовании направления
проката листов с направлением, показанным стрелками, достигнуто увеличение мо-
мента в 1,7 раза без увеличения тока. Гистерезисно-реактивный двигатель с сектор-
ными немагнитными вставками исследовался в [55]. Достигнуто увеличение син-
хронного момента в 1,9 раза при увеличении отношения момента к МДС в 1,15 раза.
В [44] изучалась конфигурация ротора, показанная на рис. 2.16. Достигнуто увеличе-
ние синхронного момента в 1,6 раза при увеличении отношения момента к МДС
статора в 1,5 раза. При предельном моменте максимально достигнутый коэффициент
мощности составил 0,77 против 0,45— 0,55 у обычного ГД.
Таким образом, придание ГД явнополюсности позволяет увеличить предельный
синхронный момент по сравнению с пусковым с одновременным увеличением коэф-
53
Рис. 2.15. Гистерезисно-реактивный ро-
тор с одновременным профилированием
активной и неактивной поверхностей
гистерезисного слоя:
1 - гистерезисный слой; 2 - немаг-
нитная втулка; 3 — вал
Рис. 2.16. Пластина гистерезисно-реак-
тивного ротора с симметричными ще-
лями:
а = 0,47; Д = 0,2т; Дх =0,067; Д2 =
=0,02т
Таблица 2.1. Материалы для гистерезисных двигателей
Марка	Состав, % (ост. Fe) Тим заготовки Нтц> Втц, Тл
А/см
—*	---- >	.	...  — ,1 	—I—.  ------  ...-,— _
UIX-15
Е7В6
ЕХ-3
ГОСТ 6862-71
Прокат
ЮН-11
ЮН-13
ЮН-14
ОСТ 1.80393-79
Металлокера-
мика
52КФ11
52КФ11*
52КФ11*
ГОСТ 10994-74
35КХФ6	ЧМ1476-68
35КХФ6*	(ЧМТУ/ЦНИИ)
12КМВ
ЮН13К13**
ЮНДК***[30]
ЧМ725-62
(ЧМТУ/ЦНИИ)
13Nj;8Al;
13Co;12,5Ni;8Al
3Cu;23Co
] Холодноката-
J ный лист
Проволока
2,5 х 2,5 мм
Холодноката-
ный лист
Проволока
2,5 х 2,5 мм
Пруток кова-*
ный
Металлокера-
мика
Отливка
Мартенсит
25-60	0,80-1,00
30-50	0,90-1,05
25-60	0,80-1,0
Алюминий-ни
25-30	0,95-1,00
45-55	0,90-0,95
60-70	0,90-0,95
Кобальтовые
40-200	0,90-1,00
40-200	1,10
40-200	1,10-1,20
48-55	1,0-1,20
48-80	1,1-1,20
80-200	0,8-1,10
50-60
0,90-1,0
120	0,65
* Термообработка на оправке с натягом.
** Термообработка: нагрев 20 мин при 1200°С; охлаждение в кольцевом маг-
**’ Стержневой образец.
54
фициента мощности и КПД при предельном синхронном моменте. Однако, как и
обычному ГД, явнополюсному ГД также присуще противоречие, состоящее в значи-
тельном снижении коэффициента мощности при уменьшении нагрузки. Так, тройное
снижение момента (по отношению к моменту опрокидывания) в комбинированном
ГД с ротором, показанным на рис. 2.15, дало уменьшение коэффициента мощности
в 1,7 раза. Данный недостаток частично устраняется путем введения в ротор постоян-
ного магнита, что позволяет повысить коэффициент мощности не только при больших
и средних нагрузках, но и в режимах, близких к холостому ходу. Постоянный маг-
нит может быть сочленен с гистерезисным кольцом по любой из его неактивных
поверхностей.
Для многопслюсного электродвигателя гистерезисное кольцо можно надеть на
осевой цилиндрический постоянный магнит через когтеобразный магнитопровод.
Принципиально возможна также конструкция поляризованного ротора с ’’последо-
вательной комбинацией элементов, состоящая из секторов постоянных магнитов и
секторов, выполненных из гистерезисного материала.
Как будет показано в гл. 3, во всех конструкциях поляризованных ГД имеет
место значительный тормозной момент в асинхронном режиме, поэтому его исполь-
зование возможно лишь в тех случаях, когда к процессу пуска не предъявлено жест-
ких требований.
Для согласования энергетических характеристик ГД в различных режимах более
эффективно введение средств управления, чем совершенствование конструкции
ГД. Импульсное подмагничивание позволяет повысить намагниченность ротора в
синхронном режиме по сравнению со средней намагниченностью ротора в асинхрон-
ном режиме и тем самым улучшить энергетические показатели синхронного режима
^вд

7ф*
10
|, Термообработка
Ом-м
ные стали
0,40-0,50	0,65-0,75	0,64-0,70	35-55
0,45-0,50	0,70-0,75	0,67-0,70	35-55
0,40-0,50	0,70-0,75	0,70-0,64	—
келевые сплавы			
0,52-0,54	0,84	0,73	70-80
0,58-0,60	0,84	0,77	70-80
0,57-0,58	0,84	0,77	70-80
сплавы			
0,59	0,80-0,84	0,75	60-70
0,75	0,90	0,85-0,90	60-70
0,75	0,95	0,90	60-70
0,58-0,64	0,85	0,80	73
0,75	0,90	0,85	73
0,50-0,60	0,80-0,85	0,70-0,80	40-45
0,75-0,80	0,90	0,90	70
0,78	—	0,90	—
Закалка в масле при
75О-85О°С
ОСТ 1.80393-70
Отпуск при 420—620°C
Закалка в масле при
1150—1250°С, отпуск
при 600-750°С
нитном поле до 600°С, отпуск 40 мин при 600-740°С-
55
to
06
0.4
0.8
0.2 04 0.6 0.8 ID 1.2 в.Тл
0.8
0,6
Рис. 2.17. Основные характеристики
гистерезисных материалов:
а - коэффициент выпуклости;
б - относительная остаточная индук-
ция; в — относительная коэрцитив-
ная сила
0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 В.Тл


по сравнению с асинхронным, а также существенно увеличить максимальный син-
хронный момент по сравнению с пусковым [63]. Удельные энергетические характе-
ристики гистерезисного микродвигателя в режиме импульсного подмагничивания
выше, чем у машины любого другого типа, так как, во-первых, отсутствует влияние
повышенной намагниченности ротора на пусковой режим и, во-вторых, в синхрон-
ном режиме может быть создана любая желаемая степень возбуждения. Более того
регулирование степени возбуждения в соответствии с изменением нагрузки позво-
ляет получить высокие энергетические показатели как при максимальном моменте,
так и в режиме, близком к холостому ходу, что важно для приводов с большой крат-
ностью изменения момента. Вопросы регулирования возбуждения и достигаемые
эффекты рассмотрены в гл. 4.
Улучшение синхронных характеристик ГД достигается также за счет правильного
выбора гистерезисного материала. В табл. 2.1 приведены характеристики трех основ-
ных групп гистерезисных материалов [16]. Основным энергетическим показателем
материала является максимальный коэффициент выпуклости k3tnax. Исследователи
и разработчики 50-60-х годов использовали материалы с кзтах =0,554-0,6, хотя уже
тогда были известны методы термомагнитной и термомеханической обработок ко-
бальтовых сплавов, позволяющие повысить кътах до 0,75-0,85. Эти методы н₽ ис-
пользовались ввиду чувствительности ГД с подобными коэффициентами выпуклости
материала ротора к пространственным гармоническим магнитного поля. В 70-е годы
происходит постепенная переориентация на материалы с повышенным кътах, что
обусловлено изучением и разработкой эффективных методов борьбы с пространст-
венными гармоническими (см. гл. 3), а также нечувствительностью материалов со
специальной термообработкой к сборочным механическим напряжениям.
На рис. 2.17 приведены для сравнения характеристики трех групп материалов.
Особо выделены области характеристик кобальтовых сплавов, в которых высокий
коэффициент выпуклости достигнут за счет термомагнитной или термомеханической
обработок. Их верхние границы соответствуют большему процентному содержанию
кобальта в сплаве, более сильным кольцевым магнитным полям при термомагнит-
ной обработке и более сильным растягивающим тангенциальным напряжениям при
термомеханической обработке. Варьирование свойств в пределах заштрихованных
областей необходимо разработчику лишь с позиции выбора максимально допусти-
мого значения Вг*, ограничиваемого сверху увеличением чувствительности механи-
ческой характеристики ГД к высшим пространственным гармоническим (см. § 3.2).
56
Штриховой линией внутри заштрихованных областей показаны типичные характери-
стики одного из образцов сплава 52КФ-11 при термомеханической обработке.
Особое значение имеет использование специально обработанных материалов для
режимов импульсного подмагничивания и регулирования [16]. Здесь выгодно про-
являются их два типичных свойства: 1) малая зависимость коэффициента выпукло-
сти Лв и относительной коэрцитивной силы от индукции; 2) малая дифферен-
циальная проницаемость на спинке петли гистерезиса. Первое свойство позволяет
практически не проигрывать в энергетических показателях пускового режима при
индукциях в роторе, существенно меньших в (2—3 раза) индукции, при которой
максимален коэффициент выпуклости. Такие низкие индукции разработчик вынуж-
ден выбирать, если пусковое и рабочее напряжения перевозбужденного ГД имеют
один уровень.
Второе свойство проявляется в том, что для достижения заданного намагничива-
ющего тока при прочих равных условиях требуется меньшая длительность импульса
напряжения. В результате уменьшаются потери в обмотке, затрачиваемые на перио-
дическое подмагничивание. Чем больше значения и тем меньше при перио-
дическом подмагничивании пульсации индукции в роторе и соответственно меньше
гистерезисные потери подмагничивания. Наиболее целесообразные материалы с повы-
шенным коэффициентом выпуклости - это материалы типа магнико, модифицирован-
ные в сторону меньшего процентного содержания кобальта (3 —20%). Наиболее
удобный и экономичный технологический процесс их получения — прессование
смесей порошков с последующим спеканием.
Глава третья
АСИНХРОННЫЙ РЕЖИМ
3.1.	Механические характеристики, ток, мощность
при несимметрии и несинусоидальносги питания
Как было показано в § 1.2, момент, ток и потребляемая мощность идеаль-
ного ГД, т. е. ГД с гладким воздушным зазором, синусоидальной МДС
статора и без учета влияния вихревых токов в роторе, не зависят от его
угловой скорости вращения (рис. 3.1, штриховая линия). Однако для
реального ГД с дискретно распределенной обмоткой, зубчатым статором и
наличием вихревых токов в роторе указанные характеристики отличают-
ся от идеальных. Типичный их вид показан на рис. 3.1 сплошными линия-
ми. Это отличие еще более увеличивается при несимметрии или несинусои-
дальности фазных напряжений.
Проанализируем действие каждого из факторов в последовательности
рассмотрения от более простых процессов к более сложным. Распределе-
ние обмотки будем считать идеальным, а воздушный зазор — гладким.
Несимметрия синусоидального питания, как правило, имеет место при
работе ГД в режиме двухфазного управляемого двигателя.
В силу нелинейности магнитной системы ГД фазы А и В должны иметь
собственные схемы замещения, подобные схеме рис. 1.19,6, но отличаю-
щиеся от нее значениями параметров хьд, и и Как и ранее,
расчет этих нелинейных схем может быть проведен с учетом использова-
ния выполненного ниже анализа поведения гистерезисного материала.
Пусть индукция в роторе от главной фазы
Вд = Вт A COSP Фс cos	(3.1)
57
р.,н		[	р					
							Р.	
								
								
								JL —
								
Topi	юз	Ai	Чигатм 1		1Ь	/ёнератор		
	0							ЙМ
								Л
								
								м*
							чм	
									
Рис. 3.1. Зависимость электромеханических парамет-
ров от частоты вращения ротора ГД:
------идеальный ГД
cos(swf — рфр) +
и от вспомогательной
В в = В^в cos(ptfzc - я/2) cos (wr-7r/2), (3.2)
где рфс — пространственная координата статора.
Соответственно простанственная координа-
та ротора рфр =рфс — со (1 -s) t. Изменение ин-
дукции в координатах ротора
1-ЛэЛ	I
—------cos [(2-s)cor +р^р][,
где —коэффициент эллиптичности поля по индукции; к^=Вт^/Втд.
Рассмотрим характер перемагничивания элементов ротора при различ-
ных угловых скоростях. Пусть вначале s = 1. Для рфр =0 В=Вгпд cos cor,
а для рфр = тт/2 В - Втдкъв$\г\ cot. Элементы ротора, у которых 0 <
< РФр < я/2, имеют амплитуду перемагничивания к^Втд < В <Втд,
причем она распределена по окружности ротора следующим образом:
В ~BmA
1-*эЛ
----- $$ъ2рф
(3.4)
Электромагнитная мощность в пусковом режиме пропорциональна удель-
ным потерям перемагничивания ротора
Вп,э “4/къ ntaxBjHj
1 k3g
<cos2pik> dK=
2
= 4.	к^В^Ну
(3.5)
Следовательно, она составляет (1 + &э#)/2 от мощности симметричного
ГД. Пусковая электромагнитная мощность вспомогательной фазы равна
значению к^в от мощности главной фазы. Пусковая мощность главной фа-
зы такая же, как и в симметричном режиме.
При трогании пульсирующая составляющая индукции не создает мо-
мента — он создается лишь вращающейся составляющей. Иными словами,
пусковой момент несимметричного ГД
~кзВ Mi >
(3.6)
гдеЛ/п — пусковой момент симметричного ГД.
58
Рис. 3.2. Пусковые характеристики двухфазного не-
симметричного ГД
Параметры схемы замещения фазы А х^д
и rhA подсчитываются при Втд , а фазы В х^в
и г^в ~ при ВтВ по тем же соотношениям, что
и для симметричного ГД: (1.31) и (1.32).
Почти линейная зависимость момента за-
торможенного ГД от коэффициента эллип-
тичности поля в воздушном зазоре позволяет
использовать его как исполнительное мо-
ментное устройство. На рис. 3.2 приведены
характеристики момента, тока и мощности
в фазах ГД от к^ при
пуске.
В асинхронном режиме (s < 1) активный слой ротора перемагничива-
ется двумя гармоническими составляющими индукции. Например, при
s = 2/3 отношение частот составляющих индукции равно 2. Вторая гармо-
ническая подмагничивает ротор, и перемагничивание последнего происхо-
дит по несимметричным петлям. При s-1/2 отношение частот равно 3.
Внутри основной петли перемагничивания, амплитуда которой зависит от
положения элемента ротора, образуются два частных цикла. При $ = 1/3
образуются уже-четыре частных цикла и т. д. Образование частных циклов
внутри основной петли перемагничивания происходит тогда, когда за по-
лупериод наиболее низкой частоты производная индукции обращается
в нуль более 1 раза, т. е. когда в кривой индукции имеются провалы.
Отношение частот составляющих индукции равно (2—s)s“1, а первый про-
вал индукции и соответственно частный цикл появляются при s 2 (2—s)”2 <
< (1— &эв) (1 + кэв)'1- Все возможные для данной скорости частные
циклы сформированы в том случае, если $ (2 — s)~1 < (1 — кзВ ) (1 + кзВ )"1 •
Образование частных циклов нас интересует здесь по двум причинам.
Во-первых, при их наличии ряд элементов ротора имеет магнитное состоя-
ние не на симметричных петлях перемагничивания, а внутри их, что умень-
шает площадь петель распределения. В этом состоит основная особенность
проявления нелинейности ГД — обратно вращающееся поле уменьшает
электромагнитную мощность прямо вращающегося поля. Во-вторых,
каждый частный цикл представляет собой потери на гистерезис от обрат-
но вращающегося поля, которые создают тормозной момент.
Одновременно при увеличении скорости с нарастанием числа частных
циклов и их врезанием внутрь исходной петли перемагничивания увеличи-
вается амплитуда перемагничивания каждого элемента ротора, т. е. увели-
чивается исходная петля. На подсинхронной скорости все элементы ротора
перемагничиваются по исходным петлям с амплитудой Втд, внутри ко-
торых частные циклы имеют амплитуду ДВц = 1 / 2 Втд (liftoff) • Так как
потери на частных циклах при их относительно высокой амплитуде про-
порциональны квадрату индукции, то тормозной момент от их наличия в
синхронном режиме составляет /4(1 — кзВ ) 2 от момента симметричного ГД.
Механические характеристики ГД показаны на рис. 3.3. Они получены при
59
Рис. 3.3. Механические характе-
ристики двухфазного несим-
метричного ГД
Рис. 3.4. Изменение тока (----) и мощности
(----) во вспомогательной фазе при заданном
к3В несимметричного двухфазного ГД
ВтА = где Вд - магнитная индукция, соответствующая точке макси-
мальной проницаемости гистерезисного материала. При меньших индук-
циях завал механических характеристик проявляется в меньшей степени.
В асинхронном режиме параметры схемы замещения фазы А не изме-
няются. Электромагнитная мощность фазы А в синхронном режиме ча-
стично превращается в механическую мощность, а частично идет на упомя-
нутые тормозные потери. При малых кэ$ фаза А выступает по отношению
к фазе В как намагничивающая. Ротор, намагниченный фазой А, при ма-
лых Ur/Eq генерирует энергию в фазу В. Создается тормозной момент.
На рис. 3.4 приведены относительные характеристики тока /#* и мощ-
ности Pg* во вспомогательной фазе, полученные при,Вж^ = Вц, при этом
в главной фазе ток и мощность практически неизменны. В [39] даны
упрощенные расчетные соотношения для.несимметричного ГД с тонким
ротором в диапазоне 0,4 < кэв <Г0 без учета потерь перемагничивания
на частных циклах.
Частным случаем несимметричного режима является работа ГД на од-
ной фазе. При однофазном синхронном режиме индукция в роторе изме-
няется от своего максимального значения, соответствующего максимуму
напряжения, до остаточной индукции холостого хода, соответствующей
отсутствию напряжения. Следовательно, коэффициент эллиптичности поля
в роторе к^ в однофазном синхронном режиме имеет конечное значение,
хотя в момент трогания он равен нулю. Характер перемагничивания рото-
ра с учетом иных значений кэд подчинен той же закономерности (3.3).
При работе на одной фазе максимальный синхронный момент ГД имеет
место при индукции в роторе, соответствующей максимальному коэффи-
циенту выпуклости, и, как правило, не превышает 0,25 максимального
момента симметричного ГД. При увеличении индукции он уменьшается
из-за интенсивного возрастания доли потерь на частных циклах. В режиме
перевозбуждения при синхронной скорости кэв увеличивается, поэтому
отношение моментов однофазного и симметричного двухфазного ГД для
данного режима больше (рис. 3.5). В пределе оно достигает 0,5.
60
Рис. 3.5. Максимальный синхронный момент
однофазного (7) и двухфазного (2) ГД при
регулировании напряжения
Рис. 3.6. Наиболее употребляемые схемы кон-
денсаторных ГД:
а — трехфазная; б — двухфазная с неравны-
ми числами витков в фазах и одним конден-
сатором; в — двухфазная с одинаковыми чис-
лами витков в фазах и двумя конденсаторами
Приведенные результаты показывают целесообразность использования
однофазного ГД только в режиме перевозбуждения. Из них следует также
важный вывод о том, что при обрыве одной из фаз перевозбужденного
ГД максимальный синхронный момент уменьшается примерно вдвое,
поэтому при более чем двукратном запасе ГД по моменту он останется
в синхронизме.
Для конденсаторного ГД используют схемы включения конденсаторов,
аналогичные схемам, применяемым в асинхронных конденсаторных дви-
гателях. Особенность ГД состоит в том, что у него при изменении скольже-
ния в меньшей степени изменяется ток и соответственно в меньшей степени
изменяется к3в при одной и той же емкости конденсатора. У асинхрон-
ных электродвигателей отношение потребной пусковой емкости к рабочей
емкости составляет 2—5, а у ГД оно не более 2, поэтому здесь возможно
компромиссное использование одного конденсатора. Наиболее употреб-
ляемые схемы включения конденсатора для трехфазной и двухфазной
обмоток показаны на рис. 3.6. В силу того что у ГД коэффициент мощно-
сти в асинхронном режиме находится обычно в диапазоне 0,45—0,6, трех-
фазная схема мало уступает двухфазной.
Для ГД с конденсатором, выбранным из условия симметричного режи-
ма в точке пуска, входа в синхронизм или рабочего режима, относитель-
ные значения пускового, максимального синхронного моментов и мощно-
сти, взятые в долях аналогичных значений при симметричном питании, по
результатам испытаний шести ГД соответственно составляют:	= 1;
0,7-0,9; 0,4-0,6; Mmaxt = 0,8=0,95; 1; 0,75=0,9; Pj ном ,= 1,2= 1,6;
1^1,3; 1. Меньшие значения соответствуют ГД с большей кратностью из-
менения нагрузки (до 5). Наиболее употребляемым компромиссным ва-
61
Рис. 3.7. Момент в асинхронном режиме конденса-
торного ГД по отношению к пусковому моменту ГД
при симметричном питании:
1 - симметричный в пуске; 2 - симметричный
при входе в синхронизм; 3 — симметричный в рабо-
чем режиме; 4 - симметричный во всех режимах
риантом является выбор конденсатора, создающего симметричный режим
при входе в синхронизм. При этом фаза с конденсатором в пусковом ре-
жиме является вспомогательной, а в синхронном режиме становится
главной.
На рис. 3.7 приведены механические характеристики двухфазного ГД
с конденсатором, включенным по схеме рис. 3.6,6. Схема с двумя реак-
тивными сопротивлениями, показанная на рис. 3.6,в, в меньшей степени
чувствительна к уменьшению нагрузки в рабочем режиме.
Если до перевозбуждения и после него напряжение одно и то же, то ра-
бота ГД без переключения конденсаторов становится затруднительной.
В том случае, когда запуск ГД осуществляется при повышенном напряже-
нии, а в рабочем режиме в цёлях перевозбуждения напряжение уменьша-
ется, работа без переключения конденсаторов (конденсатора) вполне
допустима, при этом чем больше отношение мощности, соответствующей
входу ГД в синхронизм, к рабочей, тем должна быть больше кратность
изменения напряжения в синхронном режиме.
Несинусоидальное напряжение имеет место при питании ГД от статиче-
ского преобразователя, в напряжении которого, как правило, одновре-
менно присутствует ряд гармонических. Амплитуду каждой времен-
ной высшей гармонической индукции в зазоре и роторе можно считать
пропорциональной соответствующей гармонической напряжения и обрат-
но пропорциональной номеру гармонической. Так, при прямоугольном
напряжении с коэффициентом нелинейных искажений (КНИ), равным
48%, содержание третьей и пятой гармонических напряжения равно соот-
ветственно 33 и 20%, а гармониуеских индукции в одном из ГД — 11
и 4%.
Для понимания существа процесса достаточно рассмотреть случай ком-
бинации первой и одной из высших гармонических питающего напря-
жения.
Изменение индукции в координатах статора
В =Вт i sin(wr - рфс) + Вт psin(pwr ± рфс)
и в координатах ротора
В =Bml sin(swt-рфр) +BwPsinHp± (1 -$)]ця±р^р
(3.7)
62
^ис. 3.8. Зависимость моментов ГД от высшей временной гармонической в роторе:
---------прямо вращающиеся гармонические;------------ обратно вращающиеся;
-----------------------------------------------------пульсирующие
Рис. 3.9. Момент в асинхронном режиме по отношению к моменту в точке пуска:
1 - при наличии одной первой гармонической; 2 — при наличии первой и обратно
вращающейся третьей гармонической с 30%-ной амплитудой индукции; 3 - при нали-
чии первой и прямо вращающейся пятой гармонических с 20%-ной амплитудой ин-
дукции; 4 - сумма упомянутых трех гармонических; 5 — постоянная составляющая
с 12,5%-ной амплитудой индукции
Сопоставим (3.7) и (3.3). Как’ и при несимметричном питании, элементы
ротора перемагничиваются двумя составляющими — основной гармониче-
ской с частотой скольжения и высшей гармонической. В обоих случаях по
мере увеличения скорости от точки пуска к синхронному режиму увели-
чивается отношение частоты перемагничивания ротора от высших гармо-
нических к частоте перемагничивания от основной гармонической. Следо-
вательно, могут быть использованы сделанные ранее качественные выво-
ды относительно характера перемагничивания при несимметричном пи-
тании.
На рис. 3.8 показаны изменения пускового 1 и максимального син-
хронного 2 моментов в функции относительной амплитуды индукции
высшей гармонической. Гармонические индукции различных порядков,
но одинаковой амплитуды и направления вращения создают одно и то же
изменение момента. Основное проявление высших гармонических питания
заключается не в добавлении или вычитании собственного момента, а
в уменьшении в синхронном режиме момента, создаваемого первой гар-
монической. При действии суммы нескольких гармонических эффект их
сложения нелинеен, так как гармонические частично компенсируют друг
друга. На рис. 3.9 приведены экспериментальные механические характери-
стики при раздельном и совместном воздействиях высших гармонических
на первую гармоническую.
При питании электродвигателя от статического преобразователя наибо-
лее употребимые формы напряжений имеют коэффициент нелинейных
искажений (КНИ), равный 15, 31,48%. Эксперименты на 15 типах ГД по-
казали, что при питании их синусоидальным напряжением и напряжением
с КНИ =: 15% характеристики практически совпадают [40]. При переходе
к несинусоидалыюму напряжению с КНИ= 31% и равенстве действующих
63
значений напряжений максимальный синхронный момент уменьшается на
2—8%, а мощность и ток в пусковом и в синхронном режимах на 3—10%.
Прямоугольная форма напряжения с КНИ = 48% характерна для конденса-
торного ГД; для него реже используется квазипрямоугольная форма,
когда КНИ f31%. При равенстве действующих значений напряжений
пусковой момент уменьшается на 5—12% для КНИ=$ 31% и на 7—15% для
КНИ = 48%, запас по моменту в синхронном режиме уменьшается соответ-
ственно на 5—10 и 5—24%. Потребляемая в рабочем режиме мощность
снижается соответственно на 5 и 3—11%. Испытания были проведены на
двух конденсаторных ГД с симметрированием их в точке пуска, в точке
входа в синхронизм и рабочем режиме.
Частным случаем комбинации двух гармонических является присутст-
вие в напряжении питания постоянной составляющей. Пусть постоянная
составляющая тока в главной фазе создает постоянную составляющую
индукции в неподвижном роторе Во cospi//p. Изменение результирующей
индукции в координатах ротора
В = Вт cos - P0p) + Bq [(1 -s)cot + р0р].	(3..8)
По сравнению с (3.3) частные циклы перемагничивания появятся поз-
же, и при меньших скольжениях наступит максимум момента, хотя физи-
ческое содержание процессов перемагничивания одно и то же. На рис. 3.9
штрихпунктиром показана механическая характеристика при	=
= 0,125. Интенсивный завал механической характеристики происходит на
подсинхронной скорости. Он увеличивается в ростом Вги*. Таким обра-
зом, введением постоянной составляющей в напряжение питания можно
рессинхронизировать ГД, получив большую жесткость механической
характеристики, чем у индукционного двигателя.
Физические процессы перемагничивания ротора при наличии постоян-
ной составляющей в токе идентичны процессам при отсутствии постоян-
ного тока в ГД с р = 1 и эксцентрично посаженным ротором.
3.2.	Механические характеристики при неравномерном
распределении обмотки и зубчатом статоре
Неравномерность распределения обмотки определяется, главным обра-
зом, ее двумя параметрами — числом секций на полюс и фазу q и укоро-
чением у. Неравномерность проводимости воздушного зазора вызванная
пазами, характеризуется отношением Ьщ/6, где Ьш — ширина шлица паза;
5 — воздушный зазор, и числом пазов (секций) на полюс и фазу q. Эти не-
идеальности создают высшие пространственные гармонические в зазоре и
роторе. Попытки количественного рассмотрения распределения поля в ро-
торе при наличии нескольких высших гармонических делались рядом ис-
следователей [59, 60]. Однако эти попытки не были успешными, так как
не учитывалось взаимовлияние гармонических, обусловленное нелиней-
ностью магнитной системы ГД. Это можно делать лишь для пускового
режима.
✓ Для упрощения анализа рассмотрим действие первой и одной высшей
пространственных гармонических, созданных обмоткой. Пусть индукция
64
в роторе
В =Bntl sin(scot — рфр) +
+ Bwrsin {[1 +р(1 -.s)]<oZ + ррфр|,
где знак + относится к обратно вращающейся гармонической.
Для момента трогания ГД (s = 1)
В = Вт! sin (cot - рфр) + BmV sin(wf + урФр) =
= Вт sin(coZ + и),
где
+ Вт у
-----------------------------7
+ 2Вт хВт у cos(p +1 )р фр;
(3-9)
(3.10)
(3.11)
Вт\sinp фр+S^psin Ррфр
tgu= ------------------------— .	(3.12)
Bmi cosp^p+Bmy cosPpipp
Из (3.11) следует, что амплитуда перемагничивания каждого элемента
ротора, как и в (3.4), зависит от его положения, хотя само перемагничива-
ние осуществляется по симметричным циклам.
Согласно [37], где произведен подробный анализ влияния гармониче-
ских в пусковом режиме, для обмотки с q = 1 при нормальных значениях
раскрытия пазов статора и отсутствии насыщения неучет пусковых момен-
тов от высших «гармоник дает ошибку в определении пускового момента
менее 5%. Электромагнитная мощность при трогании определяется анало-
гично (3.5):
ра,э =	+р2);	(3.13)
здесь р=Вт vBm I 
В асинхронном режиме, подобно тому как это имело место при несим-
метричном питании, ротор перемагничивается двумя составляющими
с увеличением разницы частот составляющих по мере увеличения скорости
ротора. Однако здесь число частных циклов нарастает интенсивнее с ро-
стом порядка гармонической и всегда больше, чем при несимметричном
питании. Поэтому максимум момента на механической характеристике
хотя и обусловлен теми же причинами, но сдвинут в сторону $ = 1. Умень-
шение синхронного момента от прямо и обратно вращающихся гармони-
ческих одной и той же амплитуды и порядка (полюсности) одинаково.
Разница состоит лишь в частоте перемагничивания по частным циклам и
в ’’источнике” мощности потерь.
По отношению к прямо вращающейся высшей пространственной гармо-
нической ГД находятся в режиме генератора и часть мощности, забирае-
мой с вала, отдается в сеть, а по отношению к обратно вращающейся —
в режиме тормоза, когда вся мощность потерь в роторе покрывается за
счет сети.
Влияние зубцовых гармоник на характер изменения индукции в тон-
ком роторе на немагнитной втулке при наличии z зубцов определяется
65
соотношением [38]
В ~ Вт 1 6---"= coszwAfsinfswr- р^п) —
V 5&1.	!\
В&
2Д8-1
sinz [(1 -s)wt-
pi//pjcos(scur-p0p)k
(ЗЛ4)
где Bbz — пространственная пульсация индукции в воздушном зазоре;
Вф - амплитуда пульсации волны индукции из-за пульсации магнитного
потока.
Если принять В ф = 0, то проведенный ранее анализ может быть пол-
ностью использован и в данном случае. При s =0 перемагничивание ротора
по частным циклам осуществляется с частотой z со. Соответственно с вала
забирается мощнос!Ь Рг = PhzfizV, которая создает тормозной момент
1
~	zVk^ ffiaji В.Щ
2л
(3.15)
где г — средний радиус тонкого ротора; Д — его толщина.
Аналогично рассмотренным ранее случаям в синхронном режиме про-
исходит уменьшение электромагнитной мощности первой гармонической
под влиянием зубцовой гармонической. В силу высокого порядка зубцо-
вой гармонической частные циклы образуются и интенсивно нарастают
при больших скольжениях, чем для наиболее низких обмоточных гармо-
нических. Практический анализ реальных механических характеристик
ГД показывает, что при # > 2 влияние зубцовых гармонических превали-
рует над влиянием обмоточных гармонических. Например, двигатель
с внутренним диаметром 3,5 см,р = 1, Д /г = 0,2, q = 2, у =5/6 и отноше-
нием ширины шлица паза к воздушному зазору Ьш/5 =4 имеет удовлетво-
рительный вид механической характеристики (рис. 3.10, кривая /). Уве-
личение Ьш/5 до 12 приводит к заметному увеличению завала механиче-
ской характеристики (рис. 3.10, кривая 2). Увеличение воздушного зазо-
ра дает, с одной стороны, уменьшение уровня зубцовых пульсаций и зуб-
цовых потерь, а с другой - увеличение намагничивающего тока. Однако
в ряде случаев при заданном полезно увеличивать 6 до тех пор, пока
Ьш/Ь -4-г8. Для приведенного примера при увеличении воздушного зазо-
ра мощность при трогании возросла на 5%, а в рабочем режиме — всего
лишь на 2% (за счет уменьшения добавочных потерь) при увеличении мак-
симального синхронного момента на 24%. Типичные формы механических
характеристик при Ьш/8 = 8 и различных обмоточных данных показаны
в относительных единицах на рис. 3.11. Характеристики получены при
материале ротора типа викаллой с Вгу * =о 8.
Существенное влияние на механическую характеристику оказывает
тип использованного гистерезисного материала. С увеличением выпук-
лости петель перемагничивания материала ротора из-за уменьшения прони-
цаемости на частных циклах завал механической характеристики увеличи-
вается. На рис. 3.12 показаны экспериментальные механические характе-
66
Рис. 3.10. Влияние на механическую хг
ГД размера шлица паза статора:
2-&ш/5=4; 2-^ш/6=12
Рис. 3.11. Механические характеристики при различных числах секций на полюс и фа-
зу и укорочении обмотки:
------.у =0,6 7
ристики одного и того же ГД с одинаковой магнитной проницаемостью
материала ротора, но различным коэффициентом выпуклости [61]. При
использовании материалов с коэффициентом выпуклости =0,86 (кри-
вая 2) и А.в =0,58 (кривая 7) и значительном проявлении высших про-
странственных гармоник (г/= 1,7 = 0,667) максимальный синхронный
момент экспериментально уменьшился в 2,5 раза. При > 2 завал механи-
ческой характеристики с увеличением кв происходил в меньшей степени,
а при Ьш/$ =4 или закрытых пазах практически не изменялся из-за умень-
шения влияния пространственных гармонических.
Для приближения к механической характеристике идеального ГД вы-
годнее гистерезисные материалы, у которых относительная остаточная ин-
дукция Вг* имеет меньшие значения, а относительная коэрцитивная си-
ла - большие. Как известно, Вг* монотонно уменьшается с уменьше-
нием Втах, a Нс* имеет максимум при индукции, на 10—25% меньшей
By, которая соответствует кзтпах (см. рис. 2.17,а,в). Поэтому при слабой
зависимости кв от Втах в целях уменьшения значения /?, , и завала меха-
нической характеристики целесообразно выбирать в точке пуска индук-
цию Втах =В//.Ее значение тем ниже, чем больше коэффициент выпукло-
сти. При прочих равных условиях у материалов с высоким кв относитель-
ная остаточная индукция выше и поэтому для них, как правило, необ-
ходимо либо предельно уменьшить Ьш/5, либо идти по пути применения
потоковыравнивающих втулок. Существо эффекта от потоковыравниваю-
щей втулки состоит в том, что поток рассеяния первой гармонической
МДС насыщает втулку в продольном направлении, оставляя в ней ненасы-
щенными поперечные магнитные пути для высших пространственных гар-
монических поля. Конструктивно потоковыравнивающий элемент может
быть выполнен в виде сплошной магнитомягкой цилиндрической втулки
толщиной 0,1—0,5 мм, охватывающей зубцы магнитопровода статора, или
может быть реализован с помощью магнитомягкой проволоки, намотан-
67
Рис. 3.12. Деформация механической характеристики при изменении коэффициента
выпуклости гистерезисного материала:
1 -Лв=0,58; 2 - кв =0,86, в эксперименте q =1, у =0,67, Ьш/д =6
Рис. 3.13. Сборный магнитопровод статора с закрытыми пазами:
1 - внутренняя часть; 2 — внешняя часть
ной и закрепленной на статоре ГД обращенного исполнения. Иногда
в сплошной втулке выполняют узкие щели напротив пазов статора. В ГД
нормального или обращенного исполнения потоковыравнивающий эле-
мент может быть выполнен шихтованным из пластин (рис. 3.13), при этом
магнитопровод статора состоит из двух частей, одна из которых имеет
открытые или полузакрытые пазы, обращенные наружу. Каждая часть
склеивается из пластин, причем пластины обеих частей получены путем
совместной вырубки из единого листа стали. Часть периметра паза принад-
лежит одной пластине, а часть — другой. После выполнения обмотки на
внутренней части магнито провода обе части состыковываются и склеива-
ются путем пропитки и заливки обмотки. Внутренней (или наружной}
обработкой толщина потоковыравнивающего элемента доводится до тре-
буемого размера.
В упомянутых конструкциях первая гармоническая индукция и выс-
шие пространственные гармонические перемагничивают потоковыравни-
ва^ющий элемент с частотой сети. В случае сплошной • втулки создаются
ощутимые потери, особенно у высокочастотных ГД (j\ > 200 Гц). Если
сплошную потоковыравнивающую втулку поместить на ротор, то в под-
синхронном и синхронном режимах электродинамические потери созда-
ются лишь высшими пространственными гармоническими. Ддя потоко-
выравнивающей втулки на роторе целесообразно выбирать материал с
проницаемостью в 2—5 раз большей, чем проницаемость основного гисте-
резисного слоя. Он может обладать гистерезисными свойствами и допол-
нительно увеличивать момент ГД. Потоковыравнивающая втулка ца ро-
торе эффективна при небольшом уровне пульсаций индукции в воздуш-
ном зазоре и достаточно низкой магнитной проницаемости материала
ротора.
Можно использовать полезно не только эффект увеличения проводимо-
сти магнитного пути для высших пространственных гармонических по-
68
средством введения втулки — шунта с малыми удельными гистерезисны-
ми потерями, но и эффект уменьшения проводимости для высших про-
странственных гармонических во всем активном слое. Это достигается
созданием кольцевой анизотропии активного слоя, когда поперечная
магнитная проницаемость существенно уменьшена по сравнению с про-
дольной.
Для ГД с перевозбуждением в силу уменьшения индукции в воздуш-
ном зазоре уменьшаются зубцовые пульсации. Резкое уменьшение тока
способствует уменьшению обмоточных гармонических. Поэтому при ра-
боте ГД в режиме перевозбуждения толщина потоковыравнивающей
втулки должна быть в 1,5—2 раза меньше, чем для обычного режима. При
импульсном намагничивании втулка насыщается и уменьшается индуктив-
ность намагничивания, что способствует быстрому нарастанию тока, одна-
ко при спаде импульсного тока втулка рассыщается и затягивает переход-
ный процесс, что. как указывалось в •§ 2.2, может приводить к частичному
размагничиванию ротора.	
3.3.	Механические характеристики при несимметрии ротора
Под несимметрией гистерезисного ротора понимается неравномерная про-
водимость или наличие постоянной намагниченности ротора в асинхрон-
ном режиме. Неравномерная проводимость, вызванная, например, нерав-
номерным разворотом оси проката пластин ротора в пакете, или повы-
шенная намагниченность ротора от переходного процесса изменения тока
после включения питания практически не сказываются на механической
характеристике. Иное дело, когда несимметрия создана целенаправленно,
и ротор имеет явную полюсность и явную намагниченность. В асинхрон-
ном режиме явнополюсность ротора является причиной возникновения
пульсирующей и средней составляющих момента. Последняя до половин-
ной скорости имеет положительное значение, а при малых скольжениях
отрицательна.
На рис. 3.14 представлены экспериментальные механические характери-
стики ГД, приближенного к идеальному посредством использования си-
нусной обмотки и магнитопровода с закрытыми пазами. Кривая 2 соот-
ветствует недеформированному круглому ротору, а кривая 1 — явнопо-
люсному ротору, у которого сечение активного слоя равномерно и равно
сечению исходного круглого ротора. Пусковой момент увеличился на
15%. Момент входа в синхронизм уменьшился на 4%, а предельный мо-
мент возрос на 50%. Пусковой ток возрос на 15%, пусковая мощность —
на 10%. Ток холостого хода увеличился на 18% и мощность холостого хо-
да — на 25%. Некоторое ухудшение энергетических рабочих характери-
стик обусловлено тем, что явнополюсность получена за счет увеличения
среднего воздушного зазора.
При введении в гистерезисный ротор постоянного магнита в большей
степени искажается механическая характеристика, нежели при создании
в роторе явнополюсности. Составляющая тормозного момента от наличия
постоянной намагниченности ротора в асинхронном режиме увеличивается
69
Рис. 3.14. Механические характеристики ГД с явнополюсным ротором (7) и симмет-
ричным ротором (2)
Рис. 3.15. Механические характеристики ГД с ротором, поляризационным внутрен-
ним магнитом -звездочкой
с ростом остаточной ЭДС. Влияние активного сопротивления неодинаково
для крупных и сверхминиатюрных ГД. Для сверхминиатюрных ГД макси-
мум тормозной составляющей момента может быть сдвинут за синхрон-
ную скорость, и тогда увеличение сопротивления приводит к уменьшению
тормозной составляющей момента.
На рис. 3.15 показаны экспериментальные механические характеристи-
ки ГД с магнитом-звездочкой, расположенным внутри гистерезисного
слоя. Кривая I соответствует размагниченному, а кривая 2 — Намагничен-
ному магнитам. Пунктирная кривая 3 представляет тормозную составляю-
щую момента. Пусковой момент не увеличивается с увеличением намагни-
ченности магнита, что подтверждено на ряде ГД и при испытании отдельно
гистерезисного материала при смешанном перемагничивании [62]. Таким
образом, явнополюсность и поляризация ротора ГД ухудшают его механи-
ческую характеристику.
3.4.	Методы улучшения асинхронных характеристик
Под улучшением асинхронных характеристик ГД понимается увеличение
в этом режиме КПД, предельного момента, а также лучшее согласование
пусковых характеристик с энергетическими характеристиками ГД в син-
хронном режиме.
Обычно считают, что пусковые свойства асинхронной машины с корот-
козамкнутым ротором являются наилучшими и поэтому желательно при-
дание ГД свойств асинхронной машины. Данная точка зрения требует
уточнения и детализации. Общность схем замедления асинхронной и ги-
стерезисных машин (см. рис. 1.19,6) позволяет сопоставить предельные
возможности этих машин и сделать вывод относительно целесообразности
их комбинирования. С использованием общей схемы замещения
70
рис. 1.19 J6 электромагнитный КПД

(3.16)
где для ГД
rfl* xh*
Л*
а для индукционной машины
Максимальное значение электромагнитного КПД достигается при
/	J	1   I !		»	.1. ,	— . —	*4
.	/^1* (1	*)	^^*^02*
Г/1Ф sin 71 = V--------------------------- ;
Г1 ♦ + гд*
г2* _	1»(1+л:2*) + ГЬ*Г1 * + гд* *2*
s	Г1*+Г8*
и равно для ГД ___________________________________________
_	/(4.+'-6.)[n.(l+xO2.)2+r|Zlt+r5,x^,| +
чэ т ах “ 1 “г" z V------------------------------------
sin7i(r|* +
+ гМ* + cosli [П*'(1+-хда)+''6**а2*]'	z„
—---------------------------------—=—-	(3.17)
+ 1)
Для асинхронного двигателя предельный КПД имеет аналогичное выра-
жение, но следует положить 71 =90°. При использовании кобальтовых
сплавов с термомагнитной или термомеханическими обработками у
^80°. Если принять во внимание примерное равенство индуктивных со-
противлений рассеяния ротора двух типов машин и выбрать для примера
следующие типичные значения относительных параметров: гг * = 1,5 х
х 10" 2, хг * =410"2, х2 * =3-1О"2, г =5• 10"2, то отношение электромаг-(
нитного КПД идеальной гистерезисной машины к электромагнитному I
КПД идеальной асинхронной машины составит 0,99.	’
Максимальный результирующий КПД асинхронной машины имеет ‘
место при скольжении 0,02—0,07, а у ГД - в синхронном режиме, поэто-
му для результирующего КПД рассматриваемое отношение увеличится
в 1/(1— $) раз за счет наличия потерь в роторе у идеальной асинхронной
71 ।
I
машины. При более низких скоростях КПД гистерезисной машины явно
превышает КПД асинхронной машины.
Проведенное сопоставление указывает на то, что трудно ожидать суще-
ственного улучшения энергетических показателей асинхронного режима
ГД за счет комбинирования его с асинхронной машиной.
Сопоставим обе машины по предельным значениям момента. Чтобы
увеличить момент ГД, не изменяя статор и напряжение питания, необхо-
димо уменьшить магнитную проницаемость гистерезисного материала.
При некотором ее значении достигается предельный момент. Используя
общую схему замещения (см. рис. 1.19,6), получаем выражение для
предельного электромагнитного момента ГД
^этах ~ ------------
+ cosecy 1
где
Предельный электромагнитный момент асинхронной машины имеет
аналогичное выражение, но - я/2. При принятых ранее значениях пара-
метров отношение максимальных электромагнитных моментов состав-
ляет 0,865.
Следовательно, комбинирование двух типов машин и с точки зрения
предельного момента (быстродействия) также не даст ощутимого резуль-
тата. Вместе с тем имеется другая, более важная причина, обусловливаю-
щая полезность гистерезисно-асинхронной комбинации. Увеличение пуско-
вого асинхронного момента в ГД при сохранении неизменным рабочего
момента приводит к резкому снижению КПД в рабочем режиме, в чем
легко убедиться по (3.17) при соответствующем уменьшении sinyp
У 'асинхронного электродвигателя это противоречие проявляется зна-
чительно слабее. У него максимальный рабочий КПД достигается при
вполне определенной кратности предельного момента к рабочему, обыч-
но составляющей 3—5. Из-за этого иногда его ’’вынужденно” проекти-
руют на относительно больший максимальный момент и соответственно
больший пусковой ток, хотя по условиям пуска этого не требуется.
Поскольку при комбинировании рабочий КПД определяете# лишь
свойствами гистерезисного слоя, то увеличение асинхронного момента за
счет индукционных свойств ротора не приводит к существенному ухудше-
нию энергетических показателей рабочего режима. Первый шаг в данном
направлении состоит в выполнении активного слоя ротора массивным
с пониженным удельным электрическим сопротивлением, например из
сплава алии, благодаря чему достигается увеличение пускового момента
на 30—70%. Эффект возрастания момента от вихревых токов тем больше,
чем выше проницаемость гистерезисных материалов. При применении мас-
сивных гистерезисных роторов повышенные требования предъявляются
к равномерности поля в воздушном зазоре, иначе существенны потери
в массиве ротора от высших гармонических.
Следующим шагом комбинирования гистерезисной и асинхронной ма-
шин является введение в ротор медных или алюминиевых торцевых ко-
72
Х2
Рис. 3.16. Ток и момент комбинированного гистерезисно-асинхронного электродви-
гателя:
---------клетка с магнитомягким магнитопроводом ротора; —•----гистерезис-
ный ротор без клетки
Рис. 3.17. Схема змещения гистерезисно-асинхронного двигателя
лец. Эффект от их использования тем выше, чем короче ротор. Пусковой
момент может быть увеличен за счет электропроводных торцевых колец
на 100—250% при сохранении неизменным максимального синхронного
момента и синхронных энергетических характеристик. Наибольший
эффект увеличения пускового момента достигается применением бе-
личьей клетки. Целесообразно пазы ротора выполнить закрытыми и мак-
симально ослабить обмоточные и зубцовые гармоники статора, при этом
не будет уменьшен максимальный синхронный момент. На рис. 3.16
показаны характеристики комбинированного ГД с выполнением указан-
ных мер. Там же для сравнения приведены характеристики исходного ГД
без клетки и ’’чисто асинхронного двигателя с аналогичными статором
и размерами магнитопровода ротора.
В правильно спроектированном гистерезисно-асинхронном электродви-
гателе с гистерезисным материалом, имеющим кв < 0,6, пусковой момент
от индукционного эффекта увеличивается в большей степени, чем ток.
В частности, в рассмотренном примере относительное увеличение момента
превышало в 1,5 раза увеличение тока. Для пояснения причины этого
обратимся к схеме замещения гистерезисно-асинхронного электродвигате-
ля, показанной на рис. 3.17. По сравнению со схемой замещения ГД, по-
казанной на рис. 1.19.6, в нее введена дополнительная ветвь %2, r'2/s,
соответствующая короткозамкнутой обмотке. Удельные энергетические
характеристики пуска улучшаются в том случае, если Х2х/Г2меньше> чем
[х2 (х2 + г*) г2 ]	
Улучшение удельных пусковых характеристик в комбинированном
электродвигателе тем больше, чем ниже коэффициент выпуклости гисте-
резисного материала и больше магнитное рассеяние гистерезисного слоя.
Эффект отсутствует для гистерезисных материалов с къ = 0,75-i-0,85.
Максимальный асинхронный момент гистерезисно-асинхронного электро-
двигателя увеличивается с увеличением проницаемости гистерезисного
материала и находится в диапазоне между максимальными моментами
гистерезисного и асинхронного электродвигателей [43].
73
Рис. 3.18. Изменение тока ГД в функции угла по-
ворота ротора между двумя намагничивающими
импульсами
Рассмотренное улучшение асинхронных характеристик ГД за счет кон-
структивной комбинации не является единственно возможным. В этом
отношении большой интерес представляет иной путь, состоящий в перио-
дическом импульсном подмагничивании ротора желательно не менее
1 раза за период скольжения [63]. Физический смысл этого направления
усовершенствования состоит в том, что ротор намагничивается кратковре-
менным импульсом тока и затем постепенно размагничивается, работая
на участке угловой характеристики перевозбужденного ГД. При этом мо-
мент изменяется в соответствии с кривой 2 на рис. 1.18, а ток увеличива-
ется, как показано на рис. 3.18. В первом полупериоде скольжения ГД
находится в режиме перевозбуждения и его удельные характеристики вы-
ше, чем в обычном режиме. Если в последующие несколько полупериодов
импульс тока отсутствует, то ГД в течение их имеет характеристики
обычного режима. Среднее значение действующего тока тем меньше, а
среднее значение момента тем больше, чем меньше угол скольжения меж-
ду соседними импульсами. Наилучший эффект достигается в том случае,
когда за полупериод скольжения ротор импульсно намагничивается при-
мерно дважды.
На рис. 3.19 показаны кривые (сплошные) среднего момента и средне-
го действующего тока ГД и для сравнения кривые момента и тока ГД без
намагничивающих импульсов (штриховые). Эксперимент проведен для
ГД с частотой питания Л =400 Гц и частотой намагничивающих импульсов
fpul = 40 Гц. Как следует из рисунка, в диапазоне скольжений 0—0,1 было
получено увеличение момента в 1,2—1,7 раза и уменьшение тока в 1,2—
2 раза. Увеличение электромагнитного КПД достигнуто в 1,2—2 раза.
На рис. 3.20 приведены механические характеристики ГД при различ-
ных настройках фазы импульсов a^i. Они напоминают механические
характеристики асинхронного двигателя. Критическое скольжение увели-
чивается с введением опережающей настройки импульсов.
При использовании асинхронного режима малых скольжений как рабо-
чего у ГД по сравнению с асинхронным двигателем более высокий коэф-
фициент мощности (на 10—20%). Меньшее критическое скольжение
(в 10- 100 раз) обусловливает большую стабильность скорости. Данный
режим может быть полезен в многодвигательном приводе из-за соображе-
ний устойчивости всей системы.
Данный путь улучшения асинхронных характеристик может быть ис-
пользован во всем диапазоне скольжений низкочастотных ГД при нерегу-
лируемом запуске. Возможность эффективного использования его для
нерегулируемого запуска высокочастотных ГД ограничена пределами со-
74
Рис. 3.19. Момент и ток в асинхронном
режиме ГД при импульсном подмагни-
чивании по отношению к точке пуск:
------при отсутствии импульсов
Рис. 3.20. Механические характеристики
ГД при различной настройке фазы им-
пульсов :
------без имПульсов
крашения длительности намагничивающих импульсов тока и в меньшей
степени - энергиями намагничивания гистерезисного материала. Для
высокочастотных ГД значительный эффект может быть получен при соче-
тании частотного регулирования с импульсным намагничиванием. При
частотном регулировании ГД, как и при частотном регулировании асин-
хронного двигателя, поддерживается примерно одинаковое абсолютное
скольжение, поэтому достигаются высокие энергетические характеристи-
ки во всем диапазоне скоростей.
Глава четвертая
МЕТОДЫ И СРЕДСТВА РЕГУЛИРОВАНИЯ
4.1.	Потенциальное регулирование
При питании ГД от источника постоянной частоты регулированием напря-
жения можно изменять его момент или частоту вращения ротора в асин-
хронном режиме работы, перегрузочную способность и степень возбужде-
ния — в синхронном режиме.
Семейство механических характеристик Л/*=/(Пн) для симметричного
регулирования напряжения (7* = 1//Ц-1Ом приведено на рис. 4.1,я. Из них
для постоянного значения момента нагрузки могут быть получены регули-
ровочные характеристики £2* =/(£/») - рис. 4.1,6, которые позволяют
судить о диапазоне изменения скорости механизма при заданном законе
изменения напряжения.
При работе от источника тока или источника напряжения с регулято-
ром, охваченным отрицательной обратной связью по току, зависимости
М* = ДП*) становятся почти идеально мягкими (рис. 4.1,д, штриховые
линии).
Большая мягкость характеристик М* =/(J2*) позволяет использовать
разомкнутую по скорости структуру регулирования только в механизмах,
где момент сопротивления изменяется значительно с изменением скоро-
75
Рис. 4.1. Механические (л) и регулировочные (б) характеристики при симметричном
и несимметричном (в) изменениях напряжения:
------стабилизация тока
сти. Для других типов нагрузки можно рекомендовать использование
замкнутой по скорости схемы регулирования.
Разомкнутый регулируемый по скорости гистерезисный привод лучше
строить при несимметричном изменении напряжения с 'Использованием
двухфазного ГД, когда регулирование сводится к одновременному или
раздельному изменению напряжения или его фазового угла в обмотках
ГД. Механические характеристики таких ГД были рассмотрены раньше
(см. рис. 3.3), а регулировочные характеристики могут быть получены из
семейства механических характеристик, если, задавшись М* .= const,
получить значения как результат пересечения кривых нагрузки и элек-
тромагнитного момента (рис. 4.1,в). Зависимость Г2 *~f(k3(/) существен-
но нелинейна, что является недостатком данного способа регулирования.
Коэффициент кэц равен отношению напряжения вспомогательной фазы
к главной фазе. Он лишь примерно равен коэффициенту эллиптичности
поля к3д, анализируемому в гл. 3.
Представляет интерес использование ГД в качестве моментного устрой-
ства при заторможенном роторе. Моментные характеристики при сим-
метричном Afn* = f\U*) (рис. 4.2,л) и несимметричном = {\к3ц)
(рис. 4.2,6) регулированиях напряжения близки к линейным.
Часто ГД используют для разгона инерционных механизмов, где опре-
деляющим требованием к приводу является обеспечение минимума вре-
мени и энергии запуска. Снижение времени разбега может быть достигну-
то увеличением напряжения питания. Стабилизация тока на уровне пуско-
вого дает дополнительное снижение времени разбега в пределам 10—20%.
В последнем случае в конце запуска в 1,5—2 раза возрастает напряжение
на выводах ГД, что приводит к увеличению установленной мощности
источника.
Удельные потери при форсировании можно оценить с помощью -сле-
дующих показателей:
1)	коэффициента использования мощности источника
f = Г21 Мтах/т\I\Ui ,	>
где Мтах, Ц, Ui — соответственно момент, ток, напряжение, максималь-
76
Рис. 4.2. Моментные харак-
теристики при симметрич-
ном (л) и несимметричном
(б) изменениях напряжения
и заторможенном роторе
О 0,2 Oft 0,6 0,8 U* 0	0,2 Oft 0,6 0,8 Кэи
ное значение которых, как правило, имеет место в начале пуска; —
синхронная угловая скорость;
2)	интегрального КПД запуска
t= (И'к+ W„)/W ,
где WK—кинетическая энергия нагрузки; — механическая энергия;
W — полная энергия запуска.
Характерной особенностью ГД является сильная зависимость f и £ от
выбранного напряжения, а точнее, индукции в роторе ГД. Их макси-
мальные значения имеют место при напряжении, соответствующем ин-
дукции ротора, близкой к By, где значения рассматриваемых показате-
лей близки друг другу и находятся на уровне 0,25—0,35. Аналогичные
показатели имеют место и у асинхронных двигателей.
Как уже отмечалось, в синхронном режиме ГД имеет низкие энергети-
ческие показатели, которые могут быть резко улучшены за счет повыше-
ния степени возбуждения е0 = Eo/U, т. е. переводом ГД в режим перевоз-
буждения.
При работе от источника постоянной частоты наибольшее распростра-
нение получил способ перевозбуждения путем симметричного понижения
напряжения после входа ГД в синхронизм. Обычно отношение исходного
напряжения намагничивания (пускового) £/и к рабочему (/ном составляет
Пу = 1,5-^-2,2. Оно выбирается из условий получения высоких энергетиче-
ских показателей с учетом обеспечения устойчивой работы с заданной
перегрузочной способностью в рабочем режиме. Кратность снижения на-
пряжения пц тем меньше, чем выше кв материала ротора и меньше коэф-
фициент ЭДС.
Зависимость параметров перевозбужденного ГД от относительного
уменьшения напряжения U* иллюстрирует рис. 4.3,а, а от момента при
одном и том же уровне напряжения — рис. 4.3,6’.
Синхронные характеристики размагниченного (неперевозбужденного)
ГД, показанные штрихпунктиром, существенно хуже характеристик пере-
возбужденного ГД. Положения максимумов т? и cos</? на рис. 4.3,6 зависят
от выбранной кратности напряжения пу. Перегиб характеристик пример-
но соответствует предельному моменту Мтах.
В § 2.2 было показано, что при уменьшении напряжения и сохранении
момента нагрузки ГД ротор изменяет свое пространственное положение
по отношению к полю статора, поэтму скачкообразное уменьшение напря-
жения приводит к значительному уменьшению момента, а переход в новое
77
Рис. 4.4. Осциллограммы напряжения, тока и момента при перевозбуждении путем
релейного уменьшения (а) или кратковременном увеличении напряжения (б)
Рис. 4.3. Перевозбуждение ГД пу-
тем симметричного уменьшения
напряжения (а) и изменение КПД,
cos тока при изменении момен-
та нагрузки в долях от макси-
мально-синхронного момента (6):
--------- перевозбуждение;
-------постепенное развозбужде-
ние;-------- отсутствие перевоз-
буждения
положение равновесия сопровождается колебанием ротора около этого
положения с соответствующим изменением момента, что иллюстрирует
рис. 4.4,а. Тот же процесс име^т место при кратковременном повышении
напряжения в целях перевозбуждения или повторного подмагничивания,
используемого для стабилизации режима перевозбуждения (рис. 4.4,6).
Для уменьшения колебаний ротора целесообразно плавное снижение
напряжения, когда постоянная времени регулятора напряжения превы-
шает электромеханическую постоянную времени ГД. Для иллюстрации на
рис. 4.5 показана осциллограмма изменения параметров ГД при произве-
денном вручную уменьшении напряжения. Начальное снижение напряже-
ния от 130 до НОВ произведено скачкообразно, 'что вызвало некоторые
колебания момента М и мощности Р. Далее напряжение уменьшалось бо-
лее или менее равномерно, чему соответствуют апериодическое уменьше-
ние тока и малые остаточные колебания ротора. При напряжении около
78
Рис. 4.5. Изменение параметров ГД при монотонном уменьшении напряжения
70 В наступает минимум тока. Дальнейшее снижение напряжения привело
к возрастанию тока из-за увеличения его емкостной составляющей. Коле-
бания фазового угла ротора и момента в емкостном режиме увеличива-
ются вследствие уменьше'ния коэффициентов демпфирования, и снижает-
ся их частота из-за уменьшения крутизны угловой характеристики (см.
§ 2.3). Поэтому емкостный режим ГД невыгоден не только энергетиче-
ски, но и с позиции динамической устойчивости.
Другой путь устранения колебаний ротора при перевозбуждении со-
стоит в том, что одновременно со скачкообразным уменьшением напряже-
ния сдвигают его фазу в сторону опережения. Существо процесса согласо-
вания угловых характеристик до и после перевозбуждения рассмотрено
в § 2.2. Способ перевозбуждения с одновременным изменением амплиту-
ды и фазы напряжения получил название амплитудно-фазового [64].
Иногда требуется осуществить запуск ГД с повышением момента, а
синхронный режим ГД — с моментом, значительно меньшим пускового.
При этом для снижения потерь в магнитопроводе целесообразно умень-
шить напряжение в пу > 2,5. В этом случае, чтобы не переводить ГД
в емкостный режим, сопровождающийся снижением энергетических и
динамических показателей, в [65] предложено ввести ступень размагни-
чивания ротора в асинхронном режиме до входа ротора в синхронизм или
после его входа посредством прерывания питания, ресинхронизации и
синхронизации ротора при промежуточном, пониженном напряжении,
соответствующем пу = 1,5+1,7. Намагниченность ротора теперь определя-
ется этим промежуточным напряжением. Поэтому при последующем сни-
жении напряжения в синхронном режиме до рабочего уровня емкостный
режим ГД не наступает, а индукция в магнитопроводе достаточно низкая.
Для ГД, работающих на малоинерционную нагрузку, или в тех случаях,
когда время запуска • инерционного механизма жестко не лимитируется
и отпадает необходимость в форсированном запуске, перевозбуждение
реализуют увеличением напряжения от рабочего уровня в синхронном ре-
жиме на время, обычно составляющее несколько периодов частоты пита-
79
ния, при этом параметры статора и ротора ГД должны быть рассчитаны на
’’пропускание” повышенного магнитного потока при намагничивании. Так
как намагничивание ротора в синхронном режиме не сопровождается его
скольжением относительно поля статора, как это имеет место при намаг-
ничивании в асинхронном режиме, то согласно данным § 1.3 для достиже-
ния той же степени возбуждения диапазон изменения напряжения (пото-
ка) должен быть на 5—10% больше.
Наряду с пропорциональным изменением напряжения во всех фазах
возможно также осуществить перевозбуждение несимметричным измене-
нием напряжения. Эффект перевозбуждения не будет достигнут или будет
достигнут лишь в малой степени, если намагничивание осуществляется
симметричным напряжением, а рабочий режим достигается снижением
напряжения в одной из фаз ГД. Причина этого — перемагничивание ротора
двойной частотой питания (см. § 3.1). Совершенно другой результат полу-
чают, если намагничивание производят несимметричным напряжением,
а в рабочем режиме делают его симметричным, при этом характеристики
несимметрично намагниченного ГД приближаются к характеристикам
симметричного намагничивания.
Изложенные особенности должны быть учтены при реализации перевоз-
буждения конденсаторного ГД. Согласно [66], если перевозбуждение
достигается снижением напряжения однофазной сети, а емкость конденса-
тора была выбрана из условия симметрии в перевозбужденном режиме, то
характеристики такого ГД практически не отличаются от характеристик
перевозбужденного ГД при симметричном питании. Однако при этом
пусковой момент и момент входа в синхронизм соответственно снижают-
ся на 20—40 и 50—70% аналогичных параметров симметричного ГД. Часто
целесообразен компромиссный вариант, когда фазосдвигающее сопротив-
ление выбирается на 20—50% больше, чем это следует из условия симмет-
рии в рабочем перевозбужденном режиме. Здесь при увеличении потреб-
ляемой мощности в рабочем режиме до 20—40% уменьшение пускового
момента и момента входа в синхронизм обычно не превышает 30—50%.
Конденсаторный ГД с двумя фазосдвигающими конденсаторами, один
из которых выбирается для пускового режима и заменяется другим после
входа ГД в синхронизм до или. после снижения напряжения, практически
не отличается от ГД при многофазном питании и симметричном его регу-
лировании.
В качестве устройств потенциального регулирования наиболее естест-
венно использовать амплитудные или широтно-импульсные регуляторы
напряжения [67], часто уже имеющиеся в приводе, например, для целей
стабилизации.
Дискретное изменение напряжения осуществляется обычно регулятора-
ми типа вольтодобавочных устройств в цепи переменного или постоянного
тока инвертора, причем различия в реализации обычно сводятся лишь
к типу коммутационной аппаратуры (реле, магнитные усилители, полу-
проводниковые элементы). На рис. 4.6,а приведен пример реализации
вольтодобавочного устройства в цепи переменного тока [68]. Коммута-
тор выполнен бесконтактным. При замыкании ключа К1 (ключ К2 ра-
зомкнут) включены автотрансформатор и напряжение на выходе, т. е.
80
Рис. 4.6. Примеры реализации вольтодобавочного устройства в цепи переменного
тока (о) и постоянного тока (6) :
1,2 — выпрямители; 3 - однофазный инвертор на повышенной частоте; 4 -трех-
фазный инвертор для питания ГД
на выводах ГД максимально, а при замыкании ключа К2 (ключ К1 ра-
зомкнут) автотрансформатор закорочен и напряжение на выводах ГД
понижается до напряжения сети. Повышение напряжения в цепи перемен-
ного тока может быть достигнуто также переключением мостовой схемы
инвертора с параллельного соединения на последовательное [67], что целе-
сообразно, когда общий регулятор напряжения в цепи постоянного тока
обеспечивает одинаковый уровень напряжения у разных потребителей. На
рис. 4.6,6 приведена схема с конвертором в цепи постоянного тока. Кон-
вертор может отсутствовать, если можно осуществить переключение
в источнике постоянного тока со средней точкой или имеется дополни-
тельный источник постоянного тока.
Для уменьшения колебаний ротора при переключении с высокого на-
пряжения на низкое в схемах обычно используются корректоры фазы
выходного напряжения в виде активно-емкостных цепей. Когда переклю-
чение производится в многофазном трансформаторе, то сдвиг фаз осуще-
ствляется за счет изменения схем соединения обмоток, например с Д
на А . Если ГД снабжен двумя обмотками, одна из которых подключается
к сети лишь кратковременно на период запуска и перевозбуждения, то
целесообразно предусмотреть между обмотками фазовое рассогласование.
В случае включения вольтодобавочного устройства в цепь постоянного
тока одновременно с перекг
ЕЕ
чением напряжения следует произвести
коммутацию фазы в преобразователе.
Рассмотренные устройства способны не только перевозбудить, но и осу-
ществить запуск ГД при повышенном напряжении (форсировку). Это их
основное достоинство. Сами по себе они достаточно сложны, их габариты
составляют по объему от 20 до 40% объема автономного источника пита-
ния электропровода. Большие кратности изменения тока и напряжения
при перевозбуждении приводят к значительному (в 3—4 раза) увеличению
установленной мощности источника питания, что может быть оправдано
лишь при совмещении задач ускоренного запуска и перевозбуждения.
4.2.	Регулирование амплитуды и фазы магнитного потока ротора
Для ГД могут быть использованы различные способы коммутационного
перевозбуждения, производимого скачкообразным изменением фазы пи-
тающего напряжения по отношению к фазе намагниченности ротора. По-
вышение намагниченности ротора при этом достигается за счет свободной
составляющей МДС переходного процесса, которая складывается с вы-
нужденной составляющей и кратковременно увеличивает амплитуду ре-
зультирующего потока в роторе. Соответствующая фазовая коммутация
может быть получена одновременным перебросом фаз ГД на угол ± (60—
180°), аналогичным сдвигом фаз напряжений в источнике питания или
отключением ГД от сети на время отставания ротора от вращающегося по-
ля статора на требуемый угол. Эффективность этой группы способов не-
высока и зависит от активных и индуктивных параметров схемы замеще-
ния ГД. обусловливающих характер переходного процесса. Тем не менее
они показывают принципиальную возможность намагничивания ротора
ГД свободной составляющей тока в коротком переходном процессе.
Увеличить свободную составляющую тока наиболее просто посредством
наложения на основное напряжение короткого намагничивающего импуль-
са, примерно согласованного по фазе с исходной намагниченностью ро-
тора.
Импульсное намагничивание ротора, рассмотренное в § 2.2, отличается
от симметричного дискретного регулирования напряжения меньшими
энергетическими затратами и более простыми средствами реализации,
вследствие чего его можно использовать для стабилизации характеристик
двигателя путем введения периодичности следования импульсов.
Импульсное периодическое намагничивание характеризуется: амплиту-
дой импульса напряжения по отношению к амплитуде основного линейно-
го напряжения пц= Upul/UAB ~ 1^2,5; длительностью импульса по отно-
шению к периоду основной частоты tpui* = tpuif\ = 0,02-г0,2, фазой или-
моментом включения импульсного источника apui и частотой fpui [63].
Произведение Upuitpui определяет требуемую вольт-секундную пло-
щадь, необходимую для намагничивания ротора. В большинстве случаев
проще реализуется импульс сравнительно низкой амплитуды, поэтому
целесообразно это соотношение изменять за счет увеличения tpui в ука-
занных выше пределах. Ббльшие значения tpui приводят к лишним энерге-
тическим затратам. На рис. 4.7,а приведены типовые кривые изменения
При периодическом импульсном подмагничивании ротора импульсами
постоянной длительности второй и третий импульсы изменяют степень
возбуждения ротора по сравнению со степенью возбуждения после перво-
го импульса (рис. 4.7,£). Это объясняется тем, что постепенно уменьшает-
ся магнитная проницаемость ротора примерно от нормальной до диффе-
ренциальной, соответственно уменьшается постоянная времени нарастания
импульсного тока и увеличивается его максимальное значение при одних
и тех же длительности и амплитуде напряжения импульса.
Выбор фазы периодических импульсов является ключевым моментом
в использовании импульсного регулирования возбуждения, так как от
82
Рис. 4.7. Изменение степени возбуждения при намагничивании (1), размагничивании
(2) периодическими импульсами переменной длительности (о), разовыми импуль-
сами постоянной длительности (6)
1 I 3	14^
него зависит фаза намагниченности ротора и, как следствие, наличие син-
хронного или асинхронного режимов ГД. Поскольку изменение или под-
тверждение намагниченности ротора осуществляется в пределах переход-
ного процесса нарастания и затухания импульсной МДС статора, то необхо-
димо согласование угла и амплитуды изменения МДС с вращением ротора.
Характер изменения импульсной МДС зависит от сочетания значений
Upultpul и ctpui, а также от сопротивления цепи намагничивания, т. е. от
конкретной схемы выполнения импульсного источника и схемы его под-
ключения к основному источнику. В большинстве случаев при регулиро-
вании отсутствует информация о модуле и положении вектора намагни-
ченности ротора, поэтому чаще всего фазу импульса ’привязывают”
к напряжению и не изменяют в процессе эксплуатации.
Типичные формы линейного фазного напряжения с импульсом при
питании от источников с синусоидальным и квазипрямоугольным напря-
жением приведены соответственно на рис. 4.8,а, б. Частный случай отра-
жает рис. 4.8,в, где амплитуда импульса равна амплитуде линейного на-
пряжения. Время действия импульса тока составляет доли периода часто-
ты питания. Он может быть сформирован изменением напряжения (тока)
одной фазы либо всех фаз двигателя, что определяется лишь особенностя-
ми технической реализации. Исходя из этих особенностей действие им-
пульса лучше всего характеризовать изменением результирующего векто-
ра напряжения или тока (или МДС статора).
Покажем, как осуществляется выбор фазы импульса для решения наи-
более типовой задачи — стабилизации магнитного состояния ротора. Бу-
дем считать, .что вектор импульса МДС пространственно ориентирован по
магнитной оси фазы Лив момент достижения им максимальной величины
его угловое положение должно совпадать с положением магнитной оси ро-
тора до намагничивания. Из векторной диаграммы рис. 1.20 имеем сдвиг
оси d относительно вектора напряжения на угол тг/2 + где угол
Оц может быть как положительным, так и отрицательным. Положение
результирующего вектора напряжения совпадает е магнитной осью фа-
зы А в момент максимума первой гармонической фазного напряжения
этой фазы. Поэтому совпадение векторов импульсной МДС и оси d имеет
место при угле арм/ =я +0р от начала фазного напряжения.
83
Рис. 4.8. Формы напряжений при импульсном возбуждении
На практике удобно задавать фазу начала импульсного напряжения по
отношению к началу полуволны фазного напряжения и к ней прибавлять
длительности импульса напряжения, т. е. при продольном подмагничива-
нии apui =тт + 6р + буtpui, что и будем иметь в виду в дальнейшем.
Углы 0р и О и могут быть определены по (2.2) и (2.6).
Использование низкочастотных периодических импульсов представляет
интерес для: 1) регулирования степени возбуждения, 2) стабилизации
энергетических характеристик при изменении нагрузки и параметров пи-
тания, 3) демпфирования колебаний. Для первых двух случаев частота
импульсов не имеет принципиального значения и выбирается из соображе-
ний быстродействия и энергетических затрат, а для демпфирования коле-
баний она должна быть вполне определенной, а именно в' 3—5 раз выше
собственной частоты колебаний ротора.
Неоднозначный характер импульсного намагничивания накладывает
ограничения на возможные алгоритмы регулирования возбуждения.
Так как установление процесса происходит лишь после нескольких им-
пульсов, то постоянная времени регулирования относительно ведика.
В зависимости от предыстории один и тот же уровень намагничивания до-
стигается в результате различного импульсного воздействия. Регулирова-
ние намагниченности может быть осуществлено сериями импульсов с воз-
растающей вольт-секундной площадью каждого последующего импульса
по отношению к предыдущему., Измеренная намагниченность ротора после
каждого импульса сопоставляется с установленным значением, причем
серия прекратится на импульсе, результат воздействия которого попадет
в установленный допуск [70]. Чтобы устранить эффект начальных усло-
вий, можно перед каждым намагничиванием полностью размагничивать
ротор, а перед каждым размагничиванием, наоборот, его предельно намаг-
ничивать, т. е. осуществлять регулирующее воздействие одновременно
двумя разнополярными импульсами, следующими друг за другом, из кото-
рых только один регулируем.
По сравнению с одиночными импульсами для периодических импульсов
та же степень намагниченности достигается при меньшей на 20^40% вольт-
секундной площади каждого из импульсов. Выбор apui для периодических
импульсов с позиции изменения мгновенного значения момента и степени
намагниченности менее критичен, чем аналогичный выбор для одиночного
84
1’ис. 4.9. Кратность уменьшения тока при перевоз-
буждении ГД в зависимости от для трех зна-
чений Гру/;
1 =0,05 Г; 2 - 0,1 Т; 3 - 0,12Т
		№	№		1Л/	1/V	ЛА д)
Рис. 4.10. Колебания момента ГД после прохождения намагничивающего импульса
при различных его фазовых настройках: .
* - ари/=90°; б - 0^/=120°; в -^/=135°; г -а™/=150°; д -^/=160°;
сри1 -180°
импульса. На рис. 4.9 приведены зависимость относительного тока I * от
(jpul для источника с формой напряжения, показанной на рис. 4.8,6. Харак-
терным является диапазон возможного изменения apui, где сохраняется
синхронность вращения ротора (сплошная линия). Выбором apui задается
определенное фазовое положение МДС в пространстве, и согласно данным
в § 2.2 — диапазон возможного изменения момента. Если он задан, то фа-
’У ари1 ПРИ периодическом намагничивании необходимо выбирать таким
образом, чтобы при оптимальных значениях Upui и tpui, обеспечивающих
заданную степень намагниченности, при моменте нагрузки, равном мини-
мальному, ротор ГД находился на границе устойчивой зоны отрицатель-
ного скольжения, чему соответствует предельно возможное отстающее
намагничивание. С увеличением нагрузки угол отставания намагничива-
ния уменьшается, при этом сохраняется синхронность вращения ротора.
Если все-таки возникает отрицательное скольжение и максимальный син-
хронный момент не достигается, то потребуется или перепроектировать
ГД, или ввести автоматическую коррекцию фазы импульса в сторону уве-
личения apui в функции изменения тока ГД либо положения ротора.
Целесообразные apui обычно находятся в диапазоне 120—180°, причем,
как показано на рис. 4.8,а, данный угол отсчитывается от начала полувол-
ны основного напряжения, по оси которого приложено импульсное напря-
жение, до начала импульсного напряжения. Характерно, что в этом же диа-
пазоне находятся углы настройки одиночных импульсов, при которых
отсутствуют колебания электромагнитного момента после прохождения
85
импульса и соответствующие колебания ротора (рис. 4Л0). Как показы-
вает анализ кривых на рис. 4.10,д—е, минимальные колебания ротора
имеют место при apuj = 150°.
В высокоскоростных ГД иногда относительно длительный’ задний
.фронт импульса тока может размагничивать вращающийся ротор, намаг-
ниченный передним фронтом. Здесь необходимо принудительное ’’гаше-
ние” импульсного тока.
Выбор относительной частоты импульсов fpui* = fpullf\ ограничивается
сверху лишь энергетическими соображениями. Для ГД с внутренним диа-
метром до 5 см энергия, затрачиваемая в каждом намагничивающем им-
пульсе не превышает 5-10"2 Дж, что позволяет использовать частоту
импульсов до 50 Гц при частоте питания до 1000 Гц. Наиболее типичная
частота fpui = 10-^20 Гц. Мощность, затрачиваемая на периодическое им-
пульсное подмагничивание, обычно не превышает 5% полезной мощно-
сти ГД.
4.3.	Устройства импульсного возбуждения
В настоящее время известно довольно много вариантов выполнения
источников с импульсными возбудителями [69, 75, 82], которые отлича-
ются структурным соединением основного и импульсного источников,
схемным решением силовой и логической частей устройств. Ниже при-
водятся основные варианты выполнения этих устройств.
Для создания требуемой по фазе и амплитуде намагниченности необхо-
димо сформировать соответствующий закон изменения МДС статора,
который для т = 3 можно представить в виде
4 W/u ц; |
7Гр
EtCOspVfc + fccos^c-------
(4.1)
0 =
где w- число витков в фазе якоря; kwi — обмоточный коэффициент;
р — число пар полюсов; фс — угловая координата.
Мгновенные значения фазных токов 1д, ig, i(j в переходном процессе
намагничивания определяются совокупным действием основного и им-
пульсного источников, а также зависят от активного и реактивного сопро-
тивлений двигателя, источников питания и коммутируемых цепей.
Упрощенно переходный процесс изменения тока в любой фазе (напри-
мер, в фазе Л) на этапе намагничивания можно описать уравнением
(4 = (4 2у — Ол гу — <41
и на этапе снижения ЭДС
7 Л — (4 зу + ((4 т — зу )е 7^э2,	(4.2)
где <4 2 у — установившийся ток в фазе, обусловленный напряжениями
86
импульсного источника постоянного тока и основного источника пита-
ния; i^t, — соответственно токи в фазе в момент включения им-
пульсного источника и после его выключения; зу — установившийся
ток после намагничивания.
Практическую сложность представляет определение эквивалентных
электромагнитных постоянных времени при нарастании и спадании тока,
так как значения индуктивностей и активных сопротивлений зависят от
предыстории процесса.
Определяющими для вычисления составляющих токов являются зна-
чения мгновенных напряжений в каждой фазе, которые зависят от кон-
кретного выполнения основного источника, возбудителя, схем соедине-
ния и момента включения импульсного источника [71].
Требуемый диапазон изменения МДС может быть достигнут при разной
форме фазного напряжения и часто определяется возможностями схемной
реализации. Для сопоставления различных схем по результату воздействия
на ГД их можно сравнивать по результирующему импульсному напряже-
нию, сформированному основным и импульсным источниками питания.
Рассмотрим различные варианты включения импульсного источника
в структуру привода. Отдельный канал импульсного регулирования воз-
буждения возможно осуществить, если выполнить в ГД дополнительную
обмотку на статоре. Средняя плотность тока и соответственно объем об-
мотки возбуждения невелики, однако дополнительные токовводы в ГД
и некоторое его усложнение являются причинами предпочтения использо-
ванию в качестве обмотки возбуждения якорной обмотки ГД.
При работе от общей трехфазной сети питания варианты включения
импульсного источника приведены на рис. 4.11, а построение результи-
рующего вектора импульсного напряжения выполнено на рис. 4.12.
Для синусоидальной формы кривой напряжения источника питания ре-
зультирующий вектор на комплексной плоскости
f>ZHoM=.^e/(GJ,+(4.3)
Если угол apui измерять от начала положительной полуволны фазного
напряжения, то на комплексной плоскости при совмещении вещественной
оси с магнитной осью фазы А отсчет apui производится от оси /. Вектор
напряжения вращается с угловой скоростью о в положительном направле-
нии, т. е. в направлении вращения ротора.
Включение импульсного источника с напряжением Upui по схеме
рис. 4.11,а путем замыкания К1 и размыкания К2 приводит к изменению
результирующего вектора напряжения в импульсе О^риГ-
USpul = 4^“' + U™*e'	>	(4-4)
т. е. к смещению центра окружности на постоянное значение (рис. 4.12,а).
В области углов apui < 90° имеет место опережение вектором U£pui
вектора U£ном, а в области apui > 90° —отставание. Схема может быть
использована для намагничивания, размагничивания и регулирования
углового положения намагниченности. Недостаток ее состоит в необходи-
мости пропускать импульс тока через основной источник.
87
Г
Рис. 4.11. Варианты подключения импульсного источника к трехфазной сети:
а — последовательное; б — параллельное с отключением основного источника;
в - то же, но с размыканием одной фазы
Рис. 4.12. Годографы изменения положения результирующего вектора напряжения
соответственно для вариантов а—в на рис. 4.11
В схеме на рис. 4.11,6 исключается протекание намагничивающего тока
через источник за счет его отключения. Результирующий импульс напря-
жения
U^pul ~2/ ^Upul 3 •
(4.5)
Он неподвижен в пространстве (рис. 4.12,6). Выбором момента вклю-
чения может быть достигнуто как намагничивание, так и размагничивание.
Схема рис. 4.11,6 сложнее предыдущей.
Схема рис. 4.11,в универнсальна, так как имеет такое же количество
ключей, как и схема рис. 4.11,а, но может функционировать с любым
источником питания.
Для случая источника с малым внутренним сопротивлением
ULpul ~ 2/з
Upul + Umn
(4-6)
где Umn — амплитуда линейного напряжения.
88
Геометрическим местом вершины вектора U^pul является отрезок пря-
мой линии, проходящий под углом л/3 к вещественной оси (рис. 4.1*2,в).
Данная схема наиболее целесообразна для реализации режима перевоз-
буждения.
Фазные напряжения в момент действия импульсного источника
t/д —	л sin(о?г +	—я/2)];
ив =
[— UpUi + Umn sin((*tf +Opui —я/2) ] \
(4-7)
1
Uc~ I Upui —1Umn sin(wr + c^jU[ — тг/2)].
Если динамическое сопротивление основного источника велико, то им-
пульс намагничивающего тока не замыкается через фазу С. В этом случае
U%pul----
-я/2>/,г/э . .	(4.8)
Разница межу (4.6) и (4.8) невелика и качественно штриховой линией
показана на рис. 4.12,в.
Если в качестве основного источника питания используется инвертор
напряжения, то ^ном представляет собой вектор постоянной амплитуды,
дискретно перемещающейся в пространстве. Для примера на рис. 4.13
приведены формы фазных напряжений при включении импульсного источ-
ника по схеме рис. 4.11,в [72]. Амплитуда импульса Upui превышает
в 2 раза амплитуду линейного напряжения, а фаза apui = 150° соответст-
вует типичному моменту включения импульсного источника, используе-
мого для перевозбуждения ГД.
На рис. 4.14 показано построение результирующего вектора напряже-
ния основного источника £У£НЭМ. Для интервалов коммутации инвертора,
которым соответствуют мгновенные значения фазных напряжений на
участках 1, 2, 3 и т. д. рис. 4.13, положение ^ном на рис. 4.14 характери-
зуется соответствующими цифрами. Включение импульсного источника на
интервале 3 привело к образованию вектора U^pul с фазой, отличной от
фазы вектора 6^ном.
В ряде случаев можно отказаться от дополнительного импульсного
источника, изменив алгоритм работы основного источника. В [73] предло-
жен способ перевозбуждения, названный широтно-импульсным. Суть его
состоит в том, что искусственно останавливают вращение результирующе-
го вектора напряжения основного источника, например инвертора. Физи-
чески это означает подсоединение ГД к сети постоянного тока с формой
линейного напряжения, показанной на рис. 4.8,в.
Ток ГД начнет возрастать за счет уменьшения до нуля индуктивного
сопротивления и поворачиваться до совпадения с неподвижным вектором
напряжения. В результате вращения ротор в общем случае перемагничива-
ется и тормозится. Обычно для достижения требуемого уровня намагничи-
вающего ток? достаточно подключить ГД к сети постоянного тока на вре-
89
Рис. 4.13. Фазные напряжения инвертора
с включением импульсного источника на
третьем интервале
Рис. 4.14. Построение результирующе
го вектора напряжения
мя менее трети периода частоты питания при однократном намагничива-
нии. За это время инерционный ротор практически не отстает от вращаю-
щейся системы координат, а вектор намагниченности сместится в сторону
отставания, поэтому эффект намагничивания зависит исключительно от
правильности выбора момента повторного подключения ГД к сети пере-
менного тока.
Если же фазовое запаздывание основного напряжения после прохожде-
ния каждого импульса не предусмотрено, то необходимо отключить
основной источник, сделать наузу и включить его в такой момент време-
ни, чтобы угол нагрузки в = бу + 0р стал равен установившемуся. В про-
тивном случае возможно размагничивание ротора, сопровождающееся его
угловыми колебаниями.
При намагничивании периодическими импульсами с амплитудой, рав-
ной амплитуде основного источника, время подмагничивания для ряда
ГД может составлять всего лишь 30—60°. Оно тем меньше, чем больше
коэффициент выпуклости материала ротора и меньше Rr и L^/Ri, при
этом, если угол рассогласования между вектором намагниченности ротора
и вращающимся вектором напряжения за время подмагничивания не пре-
вышает предельный синхронный угол, ГД остается в синхронизме.
В качестве импульсного источника целесообразно использовать заряд-
но-разрядные конденсаторые устройства (рис. 4.15). Низкая частота сле-
дования импульсов (до 50 Гц) позволяет применять в них электролити-
ческие конденсаторы. Емкости конденсаторов для ГД мощностью 1-
10 Вт составляют от 2 до 40 мкФ. Так, для реализации периодического
импульсного подмагничивания одновременно шести трехфазных ГД каж-
дый мощностью 15 Вт с внутренним диаметром 2,3 • 10" 2 ми гистерезисным
материалом ротора с максимальной проницаемостью 10“2 Тл/А был ис-
пользован конденсатор емкостью 20 мкФ. Срденяя мощность подмагни-
90
Рис. 4.15. Схемы заряда конденсатора, используемого в качестве импульсного источ-
ника
чивания шести ГД при fpui = 10 Гц оказалась равной 0,2 Вт при потерях
заряда 0,1 Вт. Она может быть получена от цепи управления, например от
согласующих и развязывающих трансформаторов. Специфика вопроса
применительно к приводу состоит в выборе места отбора энергии заряда
в структуре привода. Некоторые полезные, на наш взгляд, варианты
выполнения устройств заряда приведены на рис. 4.15 при работе ГД от
инвертора напряжения. В схеме рис. 4.15,л в качестве зарядного источни-
ка используется основной источник с напряжением UQ. В схеме
рис. 4.15,6 конденсатор заряжается через дополнительный трансформатор,
включенный на выход инвертора, что позволяет получить любое напряже-
ние. В схеме рис. 4.15,в для заряда конденсатора используется реактивная
энергия ГД. При'Cos ip =0,53 часть периода основной частоты ток проте-
кает в цепи питания инвертора в обратном направлении, заряжая конден-
сатор. Так как ГД имеет низкий cos ip в рабочем неперевозбужденном
режиме (в пусковом режиме cos </? = 0,55 4-0,65), то эту схему можно ис-
пользовать одновременно для контроля и синхронности вращения, и
перевозбужденности ГД [74]. После входа в синхронизм реактивный ток
двигателя заряжает конденсатор. При достижении требуемого напряжения
срабатывает ключ К1 и разряжает конденсатор на фазы ГД, перевозбуж-
дая его с одновременным повышением cos Теперь реактивный ток
отсутствует и схема находится в дежурном режиме до тех пор, пока ГД
не развозбудится. Конденсатор может быть включен и в другие цепи
инвертора напряжения, где реактивная энергия циркулирует при любых
cos ip.
В схеме рис. 4.15.г исключен дополнительный импульсный источник,
а в его качестве используется конденсатор, обычно имеющийся на входе
инвертора. Он разряжается при включении К1 и выключении К2 через
инвертор и последовательно включенный основной источник постоянного
тока. Эта схема позволяет получить удвоенное напряжение на выходе, что
для перевозбуждения ГД вполне достаточно.
Регулирование амплитуды напряжения импульса менее удобно, чем
регулирование длительности. Поэтому, как правило, амплитуду напряже-
ния импульсного источника принимают примерно постоянной. Длитель-
ность импульса задают с помощью различных импульсных схем (тригге-
ры, одновибраторы и т. д.) или формируют в многофазных системах пе-
ременного тока путем использования временных сдвигов между фазными
напряжениями. Особенно просто эта задача решается при питании ГД от
статического преобразователя. Момент включения импульсного источни-
ка должен быть согласован с фазой напряжения питания, информация
91
a)
Рис. 4.16. Функциональная схема (а) синфазации фазы импульсов с основным напря-
жением питания и диаграмма сигналов (б)
о которой может быть получена непосредственно из сети путем, например,
измерения момента перехода через нуль тока или напряжения. Эту инфор-
мацию, которая имеет частоту, кратную частоте сети, можно получить из
схемы управления преобразователем. Путем деления частоты формирует-
ся требуемая частота следования намагничивающих импульсов, которая
автоматически задает момент включения импульсного источника. Этот же
путь может быть использован и для задания длительности импульса.
Другой вариант построения схемы содержит устройство выделения фа-
зы опорного сигнала с частотой тактового генератора (рис'. 4.16,а). На
входы триггера 1 подаются узкие импульсы с тактового генератора 2
(fpul) и с устройства выделения фазы напряжения 3 (Д). Частота их и
взаимный сдвиг могут быть любыми. Триггер 1 включается сигналом fpUj,
а сбрасывается сигналом . Задний фронт выходного сигнала триггера 1
несет информацию о частоте и фазе и используется для управления бло-
• ком дозирования длительности импульсов 4. Вся схема управления может
быть выполнена на трех—пяти интегральных ‘элементах. Временные диа-
граммы иллюстрирующие работу схемы, приведены на рис. 4.16,6.
Все рассмотренные ранее схемы, кроме устройств широтно-импульсно-
го перевозбуждения, характеризуются использованием разрядного клю-
ча К1 и защитного ключа К2. Последний коммутирует силовую цепь на-
грузки, постоянно включен в нее и, следовательно, должен быть рассчитан
по предельному току в пусковом режиме.
Для упрощения схемы управления желательно, чтобы ключ К2 автома-
тически отключался при включении KL Такой вариант приведен на
рис. '4.17,а. Схема обеспечивает диапазон регулирования «pUi, равный
120°. При замыкании ключа К1 диод Д1 закрывается и конденсатор раз-
ряжается на ГД. В результате обеспечивается бесконтактная коммутация
тока фазы. Схема имеет сравнительно большие габариты и не может быть
использована для размагничивания. В этом режиме apUi = 300-^360°,
когда ток фазы А замыкается через Д2, который не отключается при за-
мыкании К1. Последнее устранено в схеме рис. 4.17,6, где показан ва-
риант с использованием транзистора, управляемого синхронно с ключом
К1. Напряжение импульса для обеих схем не изменяет формы напряжения
на выводах источника.
При работе от автономного статического преобразователя возможно
объединение ключей возбудителя с ключами инвертора. На рис. 4.18.а
ключ К2 частично объединен с ключом инвертора путем постановки
в цепь транзистора Т2 диода и шунтирования их последовательно соеди-
92
Рис. 4.17. Варианты защит-
ных ключей (а) на тиристо-
ре и диоде и на транзисторе
и диоде (б)
Рис. 4,18. Варианты выпол-
нения ключа защиты ос-
новного источника:
а — в инверторе; б, в -
в цепи постоянного тока
инвертора
ненными диодом и транзистором Т7 [75]. Такое соединение позволяет
уменьшить установленную мощность ключа К2. В этом случае напряжение
импульса приложено к элементам инвертора. Кроме того, наличие диода
в цепи фазы А приводит к некоторой несимметрии фазных напряжении.
Это исключено в схеме рис. 4.18,6, где К2 перенесен в цепь постоянного
тока инвертора 1. В этом случае разряд конденсатора С1 на фазы ГД со-
провождается отключением основного источника постоянного тока и воз-
можен только в интервалах работы инвертора, когда включен транзи-
стор Т2 и выключен Т4 (рис. 4.18,а), т. е. в диапазоне фазных углов от О
до 120°. В остальных интервалах импульсный источник совместно с клю-
чом К1 замкнут накоротко транзисторами инвертора. Недостатки данной
схемы состоят в ограниченности диапазона фазовой настройки импульсов
и в замыкании импульсных токов через транзисторы инвертора. Они мо-
гут быть ликвидированы, если одновременно с включением импульсного
источника отключить все транзисторы инвертора. В этом случае импульс-
ный источник разряжается лишь на две фазы ГД. Если после выключения
импульсного источника задержать на время около 1/24 периода основной
частоты питания включение текущей комбинации ключей инвертора, то
можно полностью исключить протекание спадающего импульса тока через
транзисторы. Этот вариант выполнения схемы не требует увеличения уста-
новленной мощности по току, однако транзисторы инвертора должны вы-
бираться с учетом приложения к ним импульса намагничивающего напря-
жения.
В тех случаях, когда установленная мощность транзисторов инвертора
по току в 2-3 раза превышает номинальный ток неперевозбужденного
ГД, может быть использована схема с включением импульсного источни-
ка в цепь» питания инвертора, позволяющая использовать мощность
93
Рис. 4.19. Функциональные схемы привода с широтно-импульсным перевозбужде-
нием {а, б) и временные диаграммы линейных напряжений (в) при исключении не-
скольких тактов задающего генератора
основного источника (рис. 4.18,в). В этом случае напряжение на выходе
инвертора определяется суммой напряжений сети и импульсного источни-
ка. При 180° коммутации результирующий вектор напряжения на выходе
инвертора имеет шесть положений. Если включение импульсного источ-
ника сопровождается выключением одного из транзисторов инвертора
с помощью системы управления 2, то можно получить еще шесть промежу-
точных положений. В итоге, изменяя порядок работы ключей инвертора и
их количество, можно получить двенадцать фиксированных фазных поло-
жений вектора напряжения, что позволяет установить любую требуемую
фазу импульсной МДС по отношению к вращающемуся ротору.
Полное исключение дополнительных ключей может быть достигнуто
при использовании способа широтно-импульсного перевозбуждения,
который на практике сводится лишь к изменению алгоритма управле-
ния основным источником [76]. На рис. 4.19,а приведена структурная
схема преобразователя, содержащая инвертор 7, фазорасщепитель 2 и
задающий генератор 3. Между фазорасщепителем 2 и инвертором 1 вклю-
чен блок прерывания синхронизации инвертора 4, который по сигналу
устройства управления 5 сохраняет включенным на требуемое время лю-
бую комбинацию ключей инвертора, что эквивалентно подключению ГД
к сети постоянного тока. В этой схеме средняя угловая скорость вектора
напряжения не нарушается, так как, несмотря на прерывание синхрониза-
ции инвертора, фазорасщепитель продолжает отрабатывать тактовую ча-
стоту генератора.
Рассматриваемый способ может быть реализован еще проще, если фазо-
расщепитель выполнен на триггерных ячейках [77]. В этом случае блок
прерывания синхронизации 4 включают между задающим генератором 3
и фазорасщепителем 2 (рис. 4.19,6). Дополнительно показаны блоки
формирования длительности б, фазы 7 и частоты импульсов 8, которые
составляют устройство управления.
Если синхронизация фазорасщепителя 2 осуществляется импульсами
со скважностью 2, то задержка синхронизации на время tpui менее 1/6 пе-
риода не приведет к уменьшению средней частоты на выходе инвертора,
так как после такта задержки происходят два такта переключения ключей
94
6	UCA
Рис. 4.20. Привод с возбудителем в виде широтно-импульсного регулятора:
а - структура; б - диаграмма выходных напряжений инвертора
инвертора за время 1/6/\ — tpUj. В этом случае работа схемы рис. 4.19,6
аналогична работе схемы рис. 4.19,а.
Если синхронизация фазорасщепителя осуществляется короткими
импульсами, то прерывание синхронизации по рассматриваемой схеме
неизбежно связано с пропуском такта, как это показано на рис. 4.19,в,
и уменьшением вследствие этого средней скорости вектора напряжения.
Здесь при достаточно высокой частоте инерционный ротор приобретает
небольшое скольжение. Для его устранения вместо исключенного одного
или более тактовых импульсов ’’записывают” в фазорасщепитель такое
же количество импульсов, но следующих с большей частотой.
Практическая реализация рассмотренных устройств подтвердила их
эффективность для целей широтно-импульсного перевозбуждения, дости-
гаемого в режиме однократного или периодического намагничивания с ча-
стотой, значительно меньшей частоты собственных колебаний ротора.
Специально спроектированные ГД, для которых достаточно намагничива-
ющего импульса длительностью менее 1/6 периода, синхронно вращаются
и при частоте импульсов на порядок выше частоты собственных колеба-
ний. Схемная реализация устройств, обеспечивающих указанную длитель-
ность импульса при сохранении амплитуды, равной амплитуде основного
напряжения, наиболее простая из всех известных устройств перевозбужде-
ния, так как не затрагивает силовой цепи. К ним структурно близки ши-
ротно-импульсные регуляторы выходного напряжения инвертора. На
рис. 4.20,а приведен вариант такого устройства, где обозначено: 1 —
инвертор, 2 — фазорасщепитель, 3 — задающий генератор, 4 — блок форми-
рования широтно-импульенбго сигнала, 5 — логический элемент И в цепи
управления ключом инвертора. Для других ключей инвертора цепи управ-
ления построены аналогично. Блок 6 формирует частоту, длительность и
выбирает момент прохождения импульса перевозбуждения с помощью
блока 7. Выходной сигнал этого блока через логический элемент И 8 сни-
мает сигнал с входа блока 4 и одновременно через логический элемент
ИЛИ 9 задает свой алгоритм работы ключей инвертора. На рис. 4.20,6
показаны линейные напряжения, сформированные инвертором, где в ин-
тервале 120-150° выключается фаза В, а фазы А и С ГД подключаются
к постоянному напряжению на время, необходимое для намагничивания.
95
4.4.	Частотное регулирование
Частотное регулирование электродвигателей используют главным обра-
зом для решения двух задач. Первая из них состоит в расширении диапа-
зона регулирования скорости (перемещения) механизма за счет измене-
ния скорости вала электродвигателя, а вторая — в повышении экономич-
ности привода.
Частотное асинхронное регулирование ГД осуществляется при запуске
(торможении) таким образом, чтобы ротор скользил относительно поля
статора, как это имеет место у асинхронных двигателей. По сравнению
с запуском с постоянной частотой здесь общие потери снижаются в 1,5—
. 2 раза [78].
Частотное синхронное регулирование состоит в изменении частоты поля
статора синхронно с частотой вращения ротора. При максимальном мо-
менте на границе синхронного и асинхронного режимов работа без сколь-
жения практически невозможна. Поэтому в приводе без обратной .связи
по положению ротора программное синхронное регулирование осущест-
вляется со значительным запасом по синхронному моменту (не менее
1 5). В рассматриваемом режиме целесообразно перевозбуждение ГД, по-
вышающее его экономичность. В результате синхронное частотное регули-
рование ГД отличается от асинхронного главным образом большей точ-
ностью выполнения заданной программы, большей экономичностью и
меньшей перегрузочной способностью (быстродействием). Реализация
его более сложна, чем асинхронного, так как поддерживается устойчи-
вость фазы ротора, а не его скорости.
Помимо асинхронного и синхронного регулирования может быть при-
менено так называемое квазисинхронное регулирование, осуществляемое
при очень малых скольжениях на подсинхронных скоростях, Как показа-
но в гл. 3, оно получается посредством соответствующей фазовой настрой-
ки периодических подмагничивающих импульсов (см. рис. 3.20), при
этом механическая характеристика ГД в подсинхронном режиме становит-
ся подобной характеристике асинхронных двигателей. Критическое сколь-
жение здесь на один-два порядка меньше, чем у асинхронных двигателей,
а удельные энергетические характеристики могут приближаться к уровню
максимальных удельных энергетических характеристик перевозбужденно-
го ГД. Максимальный критический момент соответствует предельному
синхронному моменту однократно перевозбужденного ГД.
Асинхронное частотное регулирование ГД допускает использование
широко известных законов управления, методов анализа и структурных
решений частотно-управляемых асинхронных двигателей. Остановимся
лишь на характерных особенностях гистерезисного привода. Ток идеаль-
ного ГД однозначно определяется потоком и не зависит от частоты. При
обеспечении постоянства потока (тока) достигается постоянство момента
ГД и потерь в меди статора. Потери в магнитопроводах зависят от относи-
тельной частоты питания Д = f/j\ и абсолютного скольжения /3 = (£2j —
— П)/£21ном. Для идеального ГД минимум энергии потерь и максимум
КПД имеют место при (3=0. Для реальных ГД этот вывод требует некото-
рой корректировки. Основные электромагнитные потери в роторе по
96
1’ис. 4.21. Функциональные схемы частотного привода:
а — без обратной связи по скорости ротора; о - с обратной связью по скорости
ротора
основным циклам гистерезиса пропорциональны /3, а дополнительные
потери в роторе по частным циклам гистерезиса примерно пропорциональ-
ны (1 — (3)п, где п > 2. В зависимость от соотношения основных и доба-
вочных потерь имеет место вполне определенное оптимальное абсолютное
скольжение, при котором потери в роторе минимальны. Обычно оно со-
ставляет не более 0,1. Так, для одного испытуемого ГД максимум инте-
грального КПД в процессе запуска (минимум энергии потерь) имел место
при (3 = 0,05. Кроме того, у реального ГД имеет место завал в механиче-
ской характеристике при малых значениях (3 (см. рис. 3.1). Поэтому, на-
пример, частотный запуск с повышенным значением /3 приводит к умень-
шению времени разгона.
На рис. 4.21,д приведена структурная схема частотного регулирования,
которая содержит преобразователь частоты 1 с устройствами регулирова-
ния частоты 2 и напряжения 3. К выходу усилителя 4 подключен ГД. Ре-
гуляторы частоты и напряжения связаны между собой через функциональ-
ный преобразователь 5, обеспечивающий требуемый закон изменения на-
пряжения в функции частоты, определяемой задающим генератором 6.
возможно использование внутреннего контура стабилизации напряжения,
показанного штриховой линией, для компенсации падения напряжения
в преобразователе и колебаний напряжения в первичной сети. Данная
схема осуществляет разомкнутое по скорости частотное регулирование,
поэтому трудно обеспечить стабильность скольжения и предельные энерге-
тические показатели.
На рис. 4.21,6 показана структура привода, в которой в отличие от пре-
дыдущей схемы стабилизируются ток и частота скольжения. Заданное
значение Д/3 складывается с частотой обратной связи /р от тахогенерато-
ра 7, и их сумма подается на регулятор частоты 2. Данная схема обеспе-
чивает запуск ГД с постоянными заданными значениями магнитного по-
тока и абсолютного скольжения. Момент может регулироваться в широ-
ком диапазоне изменением уставки тока, а в узком — дополнительным
изменением абсолютного скольжения. Максимальная скорость ограничена
допустимым предельным напряжением. Для перевода ГД в режим стаби-
лизации скорости целесообразно изменить структуру, разорвав обратную
связь по скорости и подключив канал частоты к стабильному задающему
генератору 6. В канале регулирования напряжения при изменении струк-
туры может быть произведено снижение его и отключение обратной связи
по току. Данная схема позволяет до минимума снизить потери скольже-
ния и упрощает регулирование. При частотном торможении управление
осуществляется аналогичным образом, но с изменением знака сколь-
жения.
Частотное синхронное регулирование ГД аналогично регулированию
двигателя с постоянными магнитами, если намагничивание ротора произ-
ведено в точке пуска. Общие методы регулирования двигателей с постоян-
ными магнитами рассмотрены в [79]. Однако по отношению к двигателю
с постоянными магнитами у ГД имеются дополнительные возможности
и особенности.
Пуск инерционного двигателя с постоянными магнитами требует низ-
ких начальных частот источника питания, где беличья клетка на роторе
часто малоэффективна. Шаговый характер поля, имеющий место у стати-
ческих преобразователей с прямоугольным напряжением, снижает средний
за оборот синхронный момент двигателя. В совокупности эти две причины
требуют повышенных пусковых токов для обеспечения быстрого запуска.
Прямой пуск ГД характерен меньшими токами и отсутствием ограни-
чений в части инерционности. На нижней границе частотного диапазона
можно перевозбудить ГД и далее осуществить синхронное частотное регу-
лирование при высоких энергетических характеристиках, подобных ха-
рактеристикам двигателя с постоянными магнитами. Чтобы избежать не-
обходимости контроля наличия и степени перевозбуждения в широком
частотном диапазоне, целесообразно использовать периодические намагни-
чивающие импульсы.
Верхний предел частоты привода на базе двигателя с постоянными маг-
нитами при заданном нижнем пределе обычно определяется ограничением
по напряжению. В гистерезисном приводе эта граница может быть смещена
в сторону увеличения за счет возможности уменьшения магнитного пото-
ка (размагничивания ротора). При этом, как правило, электропривод
с режима заданного момента, определяемого установленным током, пе-
реводится в режим ограниченной мощности.
Помимо расширения частотного диапазона в синхронном гистерезис-
ном приводе возможно также расширение диапазона изменения нагрузки
при сохранении высоких энергетических показателей. Если изменять маг-
нитный поток пропорционально квадратному корню от изменения относи-
тельного момента, то поддерживается такое отношение потерь в магнито-
проводе к потерям в обмотке, которое соответствует максимальному
КПД двигателя. Благодаря возможности регулирования магнитного пото-
ка при частотном управлении ГД можно поолучить практически любой
вид механической характеристики: от характеристики, подобной характе-
ристике двигателя постоянного тока независимого возбуждения, до ха-
рактеристики, подобной характеристике двигателя постоянного тока с по-
следовательным возбуждением. Функциональная схема синхронного ча-
стотного привода ГД с трехконтурным регулированием (контуры часто-
ты, напряжения и магнитного потока) показана на рис. 4.22. Схема управ-
ления 7 регулятора возбуждения 8 связана с регулятором частоты 2 и
осуществляет периодическое подвозбуждение ГД. Остальные блоки ана-
логичны блокам рис. 4.21,<2.
Особенностью синхронного гистерезисного привода по сравнению с син-
хронным приводом на базе двигателя с постоянным магнитом является
98
Рис. 4.22. Функциональная схема частот-
ного привода с трехконтурным регули-
рованием
допустимость фазового проскальзывания ротора относительно поля ста-
тора, при этом система регулирования устойчива, так как импульсы
регулятора (стабилизатора) возбуждения могут намагнитить ротор в лю-
бом положении. Эта особенность представляет интерес в тех случаях,
когда возможны пиковые .нагрузки и отключения питания, но отсутст-
вуют жесткие требования' по сохранению фазового положения ротора.
С учетом этой особенности фазовую обратную связь (если она необходи-
ма) целесообразно строить на базе датчика положения вектора намагни-
ченности, а не самого ротора.
Перевозбуждение на низкой частоте питания имеет свои особенности.
Относительное активное сопротивление обмотки статора rj * очень вели-
ко, поэтому при пусковом токе падение напряжения в обмотке статора
значительно, а коэффициент ЭДС к у мал. Уменьшение напряжения при
перевозбуждении приводит к нарастанию kg, что вызывает меньшую крат-
ность уменьшения тока по сравнению с аналогичным уменьшением при
высоких частотах. На рис. 4.23 показана кривая 1 рабочего тока непере-
возбужденного ГД после входа его в синхронизм на разных частотах при
условии постоянства потока при пуске. Кривая 2 иллюстрирует измене-
ние тока после снижения напряжения с одной и той же кратностью пу =
= 1,5, при этом на низких частотах перевозбуждение практически не про-
исходит. Минимум тока, свидетельствующий об отсутствии его реактив-
ной составляющей, достигается на низкой частоте лишь при высокой крат-
ности уменьшения напряжения пу = 2,54-4 (большие значения относятся
к миниатюрным ГД) вместо пу = 1,84-2,2 у. тех же ГД, работающих при
постоянной высокой частоте. Требование выполнения относительно боль-
шого диапазона уменьшения напряжения при перевозбуждении на низкой
частоте иногда вызывает практические затруднения.
Импульсное перевозбуждение вызывает подобную трудность по при-
чине повышения ку после прохождения импульса, в результате чего воз-
растает индукция в роторе ГД после намагничивания. Последняя ограни-
чена и при условии сохранения перевозбуждения для типичных гистере-
зисных материалов- составляет 0,6—0,8 Тл, поэтому индукция до намагни-
чивания (в точке пуска) у миниатюрных ГД не может быть достигнута
Гюлее 0,2—0,3 Тл и пусковой асинхронный момент соответственно мал.
Квазисинхронное регулирование определено ранее как регулирование
I Д на границе синхронной и асинхронной зон. Принципиально работа ГД
па границе двух зон возможна без дополнительного регулирования —'за
счет использования естественного завала механической- характеристики
н области низких частот скольжения (см. рис. 3.12). Однако это неэконо-
мичный режим работы. Значительно эффективнее использование искусст-
99
Рис. 4.23. Относительное изменение
тока при входе в синхронизм по отно-
шению к пусковому на разной частоте
Рис. 4.24. Механические характеристики в
обычном режиме (-----) и при импульсном
намагничивании (----)
венно созданной механической характеристики путем периодического им-
пульсного подмагничивания (см. рис. 3.19). Низкое критическое скольже-
ние, зависящее от фазовой настройки импульсов (см. рис. 3.20), и повы-
шенная средняя за период скольжения намагниченность ротора обеспечи-
вают достаточно высокую стабильность скорости и хорошие энергетиче-
ские показатели, которые лишь незначительно уступают характеристикам
перевозбужденного ГД.
Для сопоставления на рис. 4.24 показаны семейства механических ха-
рактеристик ГД, полученные при постоянных частоте и напряжении пита-
ния для случаев наличия и отсутствия намагничивающих импульсов.
Обращает внимание увеличение момента ГД на низких частотах для слу-
чая наличия подмагничивающих импульсов, что объясняется зависимостью
уровня импульсного намагничивания ротора ©т угловой скорости..
Если сочетать регулирование частоты с импульсным намагничиванием,
то можно обеспечить экономичную работу ГД в области низких частот
скольжения в пределах устойчивой части механической характеристики
(рис. 4.24). Параметры намагничивающих импульсов, обеспечивающих
предельный момент на разных частотах, не изменяются, что иллюстрирует
результаты эксперимента, приведенные на рис. 4.25.
Квазисинхронное регулирование с программным изменением частоты
может быть реализовано в приводе, структурная схема которого приве-
денк на рис. 4.22. От одного статического преобразователя может пи-
таться сразу несколько ГД. Если осуществляется частотный запуск со
значительной кратностью изменения пускового момента по отношению
к рабочему и предусмотрено дискретное изменение частоты, то про-
граммное регулирование частоты может быть заменено на регулирование
с токовой обратной связью. В процессе разгона ГД на каждой ступени ча-
стоты по мере снижения скольжения потребляемый ток заметно уменьша-
ется. Особенно значительный скачок претерпевает ток при входе ГД
в синхронизм. Информация об изменении тока может использоваться
для переключения ступеней частот [80]. Дискретное переключение частот
обеспечивает самовыравнивание скоростей группы ГД.
В процессе квази синхронного регулирования ток ГД имеет характер-
ную модуляцию между двумя последующими импульсами (рис. 4.26).
100
Рис. 4.25. Зависимости отношения предельного критического момента при квази-
синхронном регулировании к пусковому моменту в функции длительности импуль-
са (о) и фазы импульса (б) для частот:
“Л =/ном1 2 - fi =0,5FHOM; 3 - fi =0,125/Ном
Рис. 4.26. Ток ГД при квазисинхронном
Рис. 4.27. Коэффициент полезного действия при различных способах регулирования:
амплитудном (7), частотном асинхронном (2), квазисинхронном (5) и синхронном
с перевозбуждением (4)
Она обусловлена поворотом намагниченного ротора в поле статора и соот-
ветствующим ему возрастанием тока до уровня развозбужденного состоя-
ния. Время между начальным состоянием тока после подмагничивающего
импульса до достижения заранее установленного значения тока характери-
зует скольжение ГД. Чем больше это время, тем меньше скольжение.
Следовательно, информация об интервалах времени изменения тока мо-
жет быть использована в качестве обратной связи привода по абсолютно-
му скольжению [81]. Частота следования импульсов также соответствует
ггими интервалами времени [82]. Как только после очередного импульса
гок ГД возрастает до установленного значения, подают последующий
импульс и т. д. Косвенная информация о скольжении ГД, получаемая по-
средством контроля тока, особенно удобна в тех случаях, когда по тем
или иным причинам‘затруднено использование датчика частоты вращения
или положения ротора. В случае созранения постоянного абсолютного
скольжения, частоты, амплитуды и длительности импульсов момент не
изменяется.
В заключение сопоставим удельные энергетические показатели при
различных типах пуска [83]. В качестве критериального параметра удобно
выбрать интегральный КПД припуске £ (см. § 4.1). Такое сопоставление
различных типов регулирования гироскопического ГД показано на
101
рис. 4.27, где по оси абсцисс отложена относительная индукция в роторе
до перевозбуждения. Из рис. 4.27 видно, что при проектировании ГД в ре-
жиме перевозбуждения целесообразно ориентироваться на относительно
невысокие значения индукции.
Рассмотренные способы частотного регулирования позволяют рекомен-
довать асинхронное частотное регулирование в целях повышения КПД
пуска примерно в 2 раза с обеспечением максимального быстродействия
в условиях ограничения по току и напряжению.
Синхронное частотное регулирование целесообразно сочетать с им-
пульсным перевозбуждением и использовать в приводах с программным
регулированием скорости, а также в тех случаях, когда требуются пре-
дельные энергетические показатели. Квазисинхронное регулирование
является компромиссным решением, сочетающим высокое быстродейст-
вие и экономичность с относительной простотой реализации.
Глава пятая
ХАРАКТЕРНЫЕ ТЕХНИЧЕСКИЕ ЗАДАЧИ И ПУТИ
ИХ РЕШЕНИЯ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ГИСТЕРЕЗИСНОГО
ПРИВОДА
5.1.	Экономичный самозапускающийся синхронный привод
Гистерезисный привод используется в бытовых магнитофонах, вентиляторах, мешал-
ках, исполнительных и других механизмах. Типовым требованием является обеспе-
чение достаточной простоты, надежности, экономичности и низкой стоимости. Требо-
вания по стабильности скорости чаще всего невысоки и должны быть достигнуты
с помощью простейших технических средств.
Условия эксплуатации предусматривают параллельную работу ряда двигателей
от общей сети трехфаэного или однофазного напряжения, а в переносных прибо-
рах — работу от автономного источника — батареи или аккумулятора. В последнем
случае требование энергетической экономичности является определяющим. Приве-
дем примеры выполнения такого привода с использованием новых технических
решений, изложенных в предыдущих главах.
Характерным представителем многофазного группового привода является при-
вод центрифуг, используемых для разделения изотопов урана, когда от общей сети
переменного тока одновременно работают несколько тысяч двигателей мощностью
20-30 Вт каждый [84]. Один из вариантов конструктивной схемы центрифуги пока-
зан на рис. 5.1,л. Она содержит вращающуюся полость в виде вертикального тонко-
стенного цилиндра 1, опирающегося посредством сферического керна на подпят-
ник 2. Для уменьшения контактного давления в подпятнике в верхней части цен-
трифуги установлен одноосный электромагнитный подвес 3. Гистерезисный двига-
тель расположен в нижней части центрифуги и имеет торцевое исполнение. Якорь 4
закреплен на корпусе 5, а дисковый гистерезисный ротор 6 установлен на валу 7.
На рис. 5.1,6 показана конструкция якоря. На зубчатом магнитопроводе 8 намотана
тороидальная (кольцевая) обмотка, состоящая из катушек 9. Последняя энергетиче-
ски выгодна при плоском магнитопроводе и одной паре полюсов. Магнито провод
с обмоткой размещены в кожухе 10 и залиты компаундом 11.
Привод центрифуги должен обеспечивать стабильность скорости для качественно-
го разделения фракций вещества и высокие энергетические показатели, необходи-
мые как для уменьшения нагрева собственно электродвигателя и увеличения его
долговечности, так и для снижения потерь энергии в сети. Дополнительно необходи-
мо минимизировать колебания ротора, поскольку в многодвигательном приводе,
102
Рис. 5.1. Конструктив-
ная схема центрифуги:
а — общая компонов-
ка; б — статор электро-
двигателя
как правило, роторы колеблются в фазе, раскачивая всю систему электропитания.
В результате ГД раз возбуждаются и работают с низким КПД и cos<p.
Упомянутые задачи наиболее успешно решаются при использовании периодиче-
ского импульсного подмагничивания. На рис. 5.2 показан пример построения им-
пульсного возбудителя или группового привода на базе высокочастотного преобра-
ювателя частоты 1. Устройство содержит последовательный ключе фазе, выполнен-
ный на тиристоте Т1 и диоде Д1, параллельный ключ (Т2. Д2), импульсный источ-
ник - конденсатор С1 с цепью заряда. Схема управления 2 состоит из блока 3 изме-
рения фазы напряжения сети, задающего генератора частоты импульсов 4, блока
согласования фазы напряжения сети и частоты импульсов 5, блока регулирования
длительности импульсов 6. Работа схемы управления аналогична работе схемы на
рис. 4.16. В исходном состоянии длительно включен Т1 и выключен Т2. При про-
хождении импульса Т1 отключается, а Т2 включается.
При экспериментальном исследовании схемы было установлено, что она обеспе-
чивает устойчивый режим перевозбуждения и демпфирование колебаний роторов
ГД в условиях низкого качества сети питания (колебания фазы и напряжения),
при которых схемы однократного перевозбуждения неработоспособны.
В условиях однофазной сети приходится использовать конденсаторные ГД. Как
указывалось в § 3.1, при одном значении пускового и рабочего напряжений и ис-
пользовании режима перевозбуждения требуются два конденсатора, один из кото-
рых отключается в рабочем режиме. Оключаемый в рабочем режиме конденсатор
можно использовать в качестве импульсного источника для периодического подмаг-
ничивания. На рис. 5.3 показан один из вариантов выполнения такого привода с дву-
мя двигателями. Здесь ключи К1 и К2 коммутируют дополнительный конденсатор
< '2 и зарядное устройство 1 по сигналам схемы управления 2, формирующей дли-
тельность, фазу и частоту коммутаций. Испытание привода с такой структурой под-
твердило стабильность перевозбуждения, увеличение декремента затухания колеба-
ний ротора и возможность использования одной схемы для нескольких параллельно
работающих двигателей.
В переносных проигрывателях, магнитофонах, на автомобилях, в гироскопии
требуется автономный электропривод постоянного тока. Как правило, критерий
оптимизации здесь — минимальная общая масса привода с учетом массы источника
•нергии. Сопутствующими требованиями являются простота и надежность схемы.
1десь целесообразно применение способа низкочастотного широтно-импульсного
подмагничивания (см. § 4.2). На рис. 5.4 показан вариант выполнения такого при-
вода. ГД подключен к инвертору 1, в канале управления частотой которого содер-
жатся фазорасщепитель 2 и задающий генератор 3. Структура возбудителя выполне-
на по типу схемы на рис. 4.19,6. Она содержит блок 4 многоходовых логических
103
QQQ
Рис. 5.2. Схема импульсного возбудителя для многодвигательного привода
Рис. 5.3. Схема импульсного подмагничивания конденсаторных ГД
Рис. 5.4. Схема электропривода постоянного тока с использованием низкочастотной
широтно-импульсной модуляции
элементов И-НЕ, включенный между фазорасщепителем и инвертором. Блок форми-
рования длительности импульсов 5 соединен с задающим генератором 3 и блоком 6
задания фазы импульсов, который выполнен в виде делителя. Длительность импуль-
са составляет не более 1/6 периода, что иногда недостаточно для необходимого уров-
ня намагничивания ротора. Поэтому при проектировании ГД для такой схемы пита-
ния целесообразно принять меры по уменьшению коммутационной индуктивности.
Полезно использовать материал ротора с высоким коэффициентом выпуклости.
5.2.	Привод со стабилизацией мгновенной скорости
и положения ротора
В синхронном приводе, применяемом в современной аппаратуре звуко- и видео-
записи для вращения блоков магнитных головок, основные требования состоят
в обеспечении стабильной средней и мгновенной скорости, бесшумности работы.
Особо высокие требования существуют в видеомагнитофонах профессионального
назначения, в которых кратность регулирования скорости составляет 20 и более,
стабильность средней скорости в относительных единицах не хуже 10~3, стабиль-
ность фазового положения ротора ±0.25°, время установки фазового положения
104
не более 3—4 с и т. д. [85]. В ряде случаев необходима начальная фазовая привязка
положения ротора к положению кадрового импульса на магнитной ленте.
Рассмотрим совокупность технических мероприятий, направленных на обеспече-
ние равномерности вращения ГД. При необходимости они могут быть объединены
с техническими решениями других задач, описанных в § 5.1, 5.3, 5.4.
Точность поддержания средней скорости ГД в синхронном режиме определяется
стабильностью частоты источника питания. Колебания мгновенной скорости ротора
обусловлены внутренними, скрытыми в самом двигателе, и внешними причинами.
Различают технологические (биение и эксцентриситет ротора, эллиптичность статора
или ротора) и конструктивные (дискретное распределение и несимметрия обмо-
ток, зубчатость статора и ротора, несимметрия магнитных сопротивлений ротора)
внутренние причины.
К внешним причинам относятся несинусоидальность и несимметрия фазных на-
пряжений (токов), дискретное изменение амплитуды и фазы напряжения, а также
изменение момента нагрузки. Для ГД с инерционной нагрузкой наиболее существен-
ными факторами являются изменения параметров питания и момента нагрузки.
Для малоинерционных, а особенно тихоходных ГД более высокочастотные собствен-
ные колебания определяются внутренними причинами, а также несинусоидальностью
и несимметрией питания.
Рекомендации по уменьшению неравномерности вращения, которые необходимо
учитывать при проектировании ГД сводятся к повышению максимального момента
и числа пар полюсов, к использованию прецизионных опор с постоянным моментом
сопротивления, к уменьшению высших гармонических МДС воздушного зазора.
Для достижения синусоидальной МДС воздушного зазора используют синусную
обмотку и закрывают пазы статора, уменьшают погрешности изготовления и сборки,
увеличивают размер воздушного зазора. Согласно [86] увеличение воздушного за-
зора в 3 раза привело к уменьшению амплитуды высших гармонических поля и к по-
вышению равномерности вращения тихоходных ГД в 2,2 раза. Повышенное внима-
ние должно быть обращено также на симметричное расположение фазных обмоток
и симметрию амплитуд и фаз токов в них. В последнее время для аппаратуры видео-
записи рекомендуются подшипники скольжения с газовой смазкой. При этом соглас-
но [87] амплитуда колебаний ротора уменьшается в 2—3 раза по сравнению с анало-
гичными ГД, выполненными на шариковых опорах.
На рис. 5.5 показан ГД с газостатическими опорами. Очищенный газ подается
под постоянным давлением к неподвижным цилиндрическим втулкам 1, 2 и через их
сопла 3, 4 поступает в зазор между неподвижнымй и вращающимися 5, 6 втулками.
Далее газ поступает в зазоры подпятников, подвижные элементы которых 7,8 вы-
полнены в виде дисков. На рабочие поверхности элементов подшипников иногда на-
пыляют окислы металлов для повышения их твердости и предотвращения от задиров
при аварийном прекращении подачи воздуха. Гистерезисный слой выполнен в виде
цилиндрической втулки 9, посаженной на вал 10. Относительно большой внутренний
диаметр статора 11 позволяет разместить максимальное количество пазов и выпол-
нить синусную обмотку. Зубцы статора закрыты сплошной магнитомягкой втул-
кой 12, выполненной из материала с пониженной индукцией насыщения и с повышен-
ным удельным электрическим сопротивлением. Питание ГД осуществляется от ин-
вертора с улучшенным гармоническим составом.
Реализация такого привода ввиду наличия компрессорной установки, фильтров,
усложнения технологии ГД и статического преобразователя достаточна дорога.
В тех случаях, когда подобные требования по стабильности положения ротора при-
сутствуют в высокоскоростном приводе, возможно применение газодинамических
опор или их комбинации с газостатическими опорами, причем примененный с целью
фильтрации высокочастотных колебаний маховик ГД при соответствующей конст-
руктивной доработке может выполнить роль центробежного насоса для увеличения
давление в комбинированной опоре. Газодинамические опоры имеют зазоры в не-
сколько микрометров, а их поверхности подвергаются специальным обработкам.
При исследовании одного из ГД с газодинамическими опорами, частотой вращения
12 000 об/мин и питанием от статического преобразователя со стандартной формой
кривой линейного напряжения, имеющей паузу 60°, установившиеся колебания ро-
105
I
Рис. 5.5. Конструктивная схема ГД с газо-
статическими опорами
тора составляли около 5 -10'. Эти колеба
ния были обусловлены случайными воз-
мущениями в системе питания.
При необходимости дальнейшего огра-
ничения уровня колебаний ротора целесо-
образно использовать как пассивные, так
и активные средства демпфирования.
К пассивным средствам относятся маховик и демпфер между ГД и нагрузкой.
Маховик успешно гасит высокочастотные возмущения, но одновременно уменьшает
собственную частоту колебаний. В [88] описан вариант привода с использованием
эластичной муфты, установленной между ротором и маховиком с нагрузкой. Как
сообщается, данное техническое решение позволило снизить неравномерность вра-
щения на 73%.
Возможно усиление демпфирования ГД за счет выполнения беличьей клетки на
роторе, что оправдано лишь при относительно высокой собственной частоте его
колебаний.
К пассивным средствам демпфирования следует отнести также введение в схему
питания ГД элементов, рассеивающих энергию колебаний ротора, которая иногда
может быть полезно использована. Например, после входа инерционного ГД в син-
хронизм всегда существуют затухающие колебания ротора и потребляемой ГД
мощности. Существует принципиальная возможность отобрать энергию этих колеба-
ний для заряда конденсатора, который затем разряжается на обмотку ГД с целью
его перевозбуждения (см. рис.4.15,в).
Наиболее эффективным средством пассивного демпфирования является периоди-
ческое импульсное подмагничивание [89]. На рис. 5 6,а приведены осциллограммы
изменения тока i и момента М при входе ГД в синхронизм.
При малых углах колебаний ротора изменение момента примерно пропорцио-
нально изменению угла, поэтому осциллограммы колебаний момента, показанные
на рис. 5.6, могут рассматриваться как соответствующие осциллограммы угловых
колебаний. При использовании импульсного подмагничивания (рис. 5.6,6) насту-
пает быстрое успокоение колебаний.
На рис. 5.7 выполнено сопоставление характера колебаний одного и того же ГД
при скачкообразном изменении напряжения в двух случаях - при однократном на-
магничивании и периодическом импульсном подмагничивании. Рис. 5.8 иллюстри-
рует характер переходного процесса при дискретном изменении частоты. Измерение
времени затухания колебаний ГД с газодинамическими опорами для режимов без
перевозбуждения, с однократным намагничиванием и при периодическом импульс-
ном подмагничивании для одного уровня возмущений показало, что при импульс-
ном подмагничивании один и тот же уровень колебаний устанавливался в 50 раз
быстрее. Эффективность демпфирования снижается при уменьшении амплитуды
колебаний (см. § 2.3).
Рассмотренный способ импульсной стабилизации обеспечиваетя параметрическим
заданием Upul, tpUi, (XpUi и fpUi без каких-либо обратных связей по положению ро-
тора. Поэтому он с успехом может быть использован для демпфирования колебаний
группы ГД при работе их от общего источника питания. Для эффективного демпфи-
рования необходимо, чтобы частота импульсов превышала частоту собственных ко-
лебаний ГД не менее чем в 3-5 раз. Возможности пассивных методов ограничены
несколькими электрическими минутами.
Активные способы демпфирования основаны на измерении колебаний и обработ-
ке полученной информации с последующим воздействием через регулятор на дви-
гатель. Применительно к ГД они практически ничем не отличаются от хорошо разра-
ботанных способов демпфирования колебаний синхронных двигателей [90], поэтому
остановимся коротко на особенностях ГД.
106
Рис. 5.6. Осциллограммы изменения тока и момента ГД при входе его в синхронизм:
а - периодические подмагничивающие импульсы отсутствуют; б - введены пе-
риодические подмагничивающие импульсы
Рис. 5.7. Осциллограммы тока двигателя (2), тока в цепи постоянного тока инверто-
ра (5), момента (4) при скачкообразном изменении напряжения (7):
а — в обычном режиме; б - с периодическими подмагничивающими импульсами
Чтобы затухли возникшие колебания, надо в управляющий сигнал [см. (2.39) ]
ввести первую производную переменной составляющей электромагнитного момен-
та с положительным коэффициентом. Изменение электромагнитного момента кон-
тролируют либо по -отклонению углового положения ротора от опорной синхронной
системы координат с помощью различных датчиков, либо по косвенным парамет-
рам - току, мощности двигателя, либо с помощью специальных установок, изме-
ряющих колебания момента или связанные с ними вибрации, поля рассеяния и т. д.
В [91] были подробно исследованы косвенные методы регистрации колебаний по
изменению тока и мощности в различных точках цепей питания ГД при работе его от
автономного статического преобразователя. Эти методы вызывают интерес потому,
что не требуют каких-либо конструктивных изменений в ГД._Установлено, что ко-
лебания ротора и связанные с ними колебания момента приводят к синхронной мо-
дуляции тока, cos </?, мощности ГД и тока в цепи питания инвертора. Измерение мо-
мента по изменению мощности и cos сложно из-за отсутствия точных измеритель-
107
Рис. 5.8. Изменение тока и момента перевозбужденного ГД при дискретном измене-
нии частоты на 0,5% номинальной:
а — в обычном режиме; б — с введением импульсов
Рис. 5.9. Функциональные, схемы автономного
привода с обратной связью по току инвертора
ных средств. Наиболее просто осуществить из-
мерение отклонения тока ГД или тока инверто-
ра. Ток питания инвертора (при неизменном на*
пряжении постоянного тока на входе инвертора
и его КПД) непосредственно отражает изменение
мощности ГД, связанной с колебанием момента.
Переменный фазный ток ГД характеризует изме-
нение вольт-амперной мощности. Поэтому при относительно низком значении коэф-
фициента мощности чувствительность тока питания инвертора к колебаниям момен-
та в несколько раз выше, чем аналогичная чувствительность переменного фазноЛ»
тока ГД, что отражено на рис. 5.7. Данная информация может быть использована для
демпфирования колебаний ротора путем воздействия на фазу или амплитуду напря-
жения на выводах ГД на значение потока возбуждения и его фазу, а иногда на мо-
мент нагрузки, создаваемый с помощью специального регулируемого тормоза.
В качестве примера на рис. 5.9 приведена схема привода, реализующего способ
амплитудного управления. Она содержит ГД, подключенный к инвертору напряже-
ния Г. Изменение напряжения осуществляется регулятором 2 по цепи постоянного
тока. Между регулятором напряжения 2 и инвертором 1 установлен датчик тока 3,
подсоединенный к корректирующему четырехполюснику 4, выделяющему низко-
частотную составляющую тока. Выход устройства 4 через блок суммирования 5 под-
ключен к схеме управления 6. На второй вход блока суммирования 5 подсоединены
выход блока сравнения заданного напряжения U3 с напряжением на выходе регуля-
тора 2. Канал управления частотой содержит задающий генератор 7 и фазорасщепи-
тель 8.
Данная схема может одновременно форсировать пусковое напряжение. В пуско-
вом режиме сигнал задания U3 максимален. После окончания форсированного
пуска сигнал задания уменьшают, что приводит к перевозбуждению ГД. На осцил-
лограммах рис. 5.10 показан характер процесса демпфирования колебаний при сни-
жении напряжения. Когда от единого источника работает группа ГД или кргда нет
практической возможности воздействовать на стабилизируемые амплитуду и фазу
напряжения питания источника, задача демпфирования механических колебаний
108
Рис. 5.10. Демпфирование колебаний ротора при релейном снижении напряжения
Рис. 5.11. Осциллограммы колебаний токов нескольких ГД:
1 - напряжение; 2, 3, 4 - токи в одноименных фазах трех двигателей; 5 - ток
в цепи питания инвертора
становится более сложной. На рис. 5.11 приведены осциллограммы токов в при-
воде, построенном по схеме на рис. 5.9, но с включенными параллельно тремя одно-
типными ГД. Близкие, но не совпадающие по частоте колебания ГД приводят к появ-
лению низкочастоной модуляции, т. е. обратная связь становится неэффективной.
При небольшом количестве параллельно работающих ГД задача может быть реше-
на с помощью индивидуального регулятора в цепи переменного тока. На рис. 5.12
показан пример схемы устранения малых колебаний ротора с таким типом регуля-
тора. В двух фазах питания ГД включены трансформаторы тока 1 и 2, выходные
обмотки которых подсоединены к выпрямителю 3. Сигнал с выхода выпрямителя
через делитель напряжения 4 и фазосдвигающую цепочку подается на вход системы
управления 5, которая изменяет ток в обмотке управления реактора насыщения б,
включенного последовательно в фазу питания ГД.
Разрешающая способность методов косвенной регистрации колебаний ротора
ограничена долями электрического градуса. Принципиально лучшие возможности
имеют датчики положения ротора, например оптические с кодовыми масками. На
рис. 5.13 приведена структура привода с обратной связью по положению ротора.
Она содержит ГД, на валу которого находится импульсный оптический датчик по-
ложения 3. ГД питается от инвертора 1, который синхронизирован задающим гене-
ратором 6 через фазорасщепитель 7 и фазовращатель 4. Датчик положения соединен
с фазовым детектором 5, второй вход которого подключен также к задающему гене-
ратору, а выход через корректирующий четырехполюсник 8 соединен с фазовраща-
телем. Фазовый детектор измеряет угол рассогласования между опорной системой
координат, определяемой задающим генератором, и положением ротора. Корректи-
рующий четырехполюсник выделяет переменную составляющую сингала колебаний
ротора и регулирует с помощью фазовращателя фазу напряжения питания. Согласно
[90] электропривод с фотооптическим датчиком положения обеспечивает уровень
колебаний ГД не более 20 ”.
При решении задач позиционирования, осуществляемом обычно с помощью син-
хронных двигателей, необходима начальная установка положения ротора относи-
109
Рис. 5.13. Электропривод с обратной связью по положению ротора
2
Рис. 5.12. Электропривод с демпфированием колебаний посредством регулирования
напряжения в одной фазе ГД

тельно опорного сигнала или другого двигателя (видеомагнитофон, программные
устройства и т. д.). Изменение углового положения ротора синхронного двигателя
обычно осуществляется с помощью либо электромеханических фазовращателей,
либо электронных регуляторов фазы, при этом возникает проблема обеспечения
точного попадания ротора в заданную зону позиционирования, которую он может
’’проскочить” в силу своей инерционности. Это достигается расстройкой частоты —
она уменьшается при приближении ротора к заданной зоне [85]. Та же задача согла-
сования фазового положения ротора ГД с опорной системой координат и фазовых
положений роторов двух ГД может быть успешно решена иным путем, а именно из-
менением положения намагниченности одного из роторов, что достигается регулиро-
ванием фазы импульсов намагничивания.
5.3.	Двухрежимный электропривод
Под двухрежимным электроприводом понимается электропривод, в котором поми-
мо высоких требований, предъявляемых к рабочему режиму работы, особые требо-
вания предъявляются к режиму пуска. В силу противоречивости этих требований
их разрешение производится обычно путем перестройки структуры привода после
достижения ротором рабочей частоты вращения. Особенно часто задачи такого рода
встречаются в высокоскоростном приводе, например гироскопическом. Наиболее
типовой является задача сокращения времени разгона привода с инерционным ме-
ханизмом. Для этого приходится увеличивать пусковой момент иногда до 50-крат-
ного отношения к рабочему моменту-нагрузки, при этом соответственно увеличи-
вается установленная мощность инвертора и ГД, ухудшаются их энергетические
характеристики. В предельных случаях иногда выгодно использовать два ГД и два
инвертора с устройством их. переключения. Однако чаще оказывается целесообраз-
ным применение одного ГД и одного инвертора с соответствующими средствами
повышения их энергетических показателей в рабочем режиме.
На рис. 5.14 показана конструктивная схема высокоинерционного гиродвигателя
с газодинамическими опорами ротора. Конструкция содержит две электрические
машины, расположенные симметрично относительно центральной диафрагмы, несу-
щей маховик. Две гистерезисные втулки 3 и 4 запрессованы непосредственно в ма-
ховик 2, а статоры 5 и 6 — на ветвях рамки корпуса 1. Корпус герметизирован и
заполнен гелием при пониженном давлении. Газодинамическая опора содержит не-
подвижные центральную ось 10 и две упорные пластины 8 и 9. На рабочей поверхно-
сти пластин нанесены спиральные канавки для создания осевой центрирующей
силы. Подвижный элемент опоры выполнен в виде толстостенной втулки 7. Детали
газодинамической опоры, корпус и кожух изготовлены из бериллия. На рабочие
поверхности опор нанесен плазменным напылением карбид вольфрама, что повы-
шает их износостойкость при частых пусках и остановах. Для такого гиродвигателя
повышение пускового момента необходимо с позиции не только сокращения време-
110
1 9 2 3 10	4	5 7 8
Рис. 5.14. Конструктивная схема гироскопиче-
ского ГД
W - 11 * 12
Рис. 5.15. Электропривод с вольтодобавочным
устройством в цепи питания инвертора
10
Рис. 5.16. Частотно-управляемый электропривод с импульсным перевозбуждением
ни разгона, но и повышения надежности трогания гиродвигателя в условиях большо-
го сухого трения поверхностей опор. Согласование энергетических характеристик
пускового и рабочего режимов для данного гиродвигателя осуществляется посред-
ством перевозбуждения.
На рис. 5.15 показана одна из возможных схем выполнения привода, содержа-
щая инвертор напряжения 1, блок стабилизации напряжения 2, устройство вольто-
добавки, состоящее из конденсатора 3 и разрядного ключа 4, шунтированного
диодом 5. В цепи питания инвертора стоит разделительный диод 6. Схема управле-
ния инвертором содержит задающий генератор 7, герулятор фазы 8, фазорасщепи-
тель 9. Схема управления вольтодобавочным устройством включает в себя блок
задания режима пуска 10, логическую схему ИЛИ 11 и блок формирования импуль-
сов 12. В пусковом режиме блок 10 формирует команду, обеспечивающую включен-
ное состояние ключа 4 на заданное время, что приводит к повышению напряжения
на выводах гиродвигателя и его ускоренному разгону. По достижении ротором
синхронной частоты вращения изменяется сигнал блока 10, напряжение понижается.
Для стабилизации энергетических характеристик ГД в рабочем режиме и Демпфиро-
вания качений блок 12 формирует короткие (доля периода частоты питания) им-
пульсы за счет включения ключа 4.
Другой характерной задачей является выполнение вполне определенного закона
изменения частоты вращения [92]. Рассмотрим решение этой задачи прй жестких
ограничениях по потребляемой энергии для цикла программы, что имеет место,
111
например, при работе от аккумуляторов. Здесь целесообразно использовать частот-
но-управляемый синхронный привод. Для уменьшения массогабаритных показате-
лей источника целесообразно согласовать допустимое напряжение на выходе ин-
вертора с напряжением аккумуляторной батареи. За счет этого исключаются про-
межуточные трансформаторы, а регулирование напряжения возлагается на инвертор
с широтно-импульсной модуляцией (ШИМ). Перевозбуждение гиродвигателя также
целесообразно осуществить за счет ШИМ (см. § 4.3). На рис. 5.16 приведен вариант
такого привода, в котором инвертор 1 подключен к источнику питания 2. Управле-
ние ключами инвертора осуществляется от фазорасщепителя 3 через многовходовые
логические элементы И—НЕ 4. Блок задания частоты 5 формирует требуемый закон
ее изменения во времени. Регулирование напряжения осуществляется функциональ-
ным блоком 6, связанным с блоком 5. Блок 6 задает закон изменения напряжения,
который с помощью блока ШИМ 7 изменяет длительность подключения фаз двига-
теля к источнику внутри периода частоты питания. Блоки 8, 9, 10 формируют соот-
ветственно частоту, фазу и длительность намагничивающих импульсов, которые че-
рез тот же блок 4 изменяют режим ШИМ выходного напряжения (см. рис. 4.20,6).
В рассматриваемом приводе может быть осуществлена стабилизация напряжения
или тока в зависимости от особенностей решаемой задачи.
*
В ряде случаев возникает задача одновременного обеспечения минимума време-
ни пуска и потерь энергии. Она успешно может быть решена с использованием ква-
зисинхронного регулирования, описанного в § 4.4.
5.4.	Низкоскоростной привод
В устройствах автоматики и телемеханики, регистрирующих самопишущих прибо-
рах, счетчиках времени, в системах преобразования информации, заданной в виде
импульсного кода, в механическое перемещение широко применяются низкоско-
ростные синхронные микродвигатели. Пути создания низкой скорости вращения
выходного вала состоят в использовании механического редуктора, принципов
электромагнитного редуцирования скорости и шагового управления.
Традиционный путь снижения габаритов электромеханических узлов состоит
в повышении частоты их питания. Механический редуктор в этом случае понижает
скорость на выходе, увеличивает момент, обеспечивая одновременно согласование
инерционной нагрузки с малоинерционным двигателем.
При применении редуктора снижаются срок службы и надежность привода,
особенно при высокоскоростных ГД, поэтому в дальнейшем получение низких
скоростей вращения осуществлялось главным образом за счет увеличения числа
пар полюсов ГД (максимально до 16). Увеличение числа пар полюсов при заданных
габаритах ГД ограничивается минимально возможными размерами полюсного де-
ления статора, поэтому наибольшее распространение получили конструкции ГД
с когтеобразным статором, позволяющие получить размер полюсного деления
до 5 мм.
На рис. 5.17 показана конструкция многОполюсного ГД с когтеобразным стато-
ром. Каждая полюсная система 2 изготовлена из магнитомягкой пластины в форме
диска с аксиальными прямоугольными ’’когтями” 3, 4\ 5, 6; 7, 8 и т. д., отформо-
ванными по поверхности цилиндра. В каждой паре соседних когтей один коготь,
например 4, омеднен. В результате выходящий из него магнитный поток сдвинут
по фазе от отношению к потоку соседнего когтя. Полюсные системы охватывают
цилиндрическую катушку 13. Гистерезисный ротор 1 выполнен внешним. Чем
больше число полюсов, тем тоньше должен быть активный слой ротора. Чтобы
увеличить число пар полюсов без увеличения рассеяния магнитного потока, иногда
расщепленные полюса или полюса второй фазы размещают с противоположной
стороны ротора по отношению к основным полюсам или полюсам первой фазы.
В цилиндрической конструкции ГД двустороннее расположение полюсных систем
осуществить труднее, нежели в торцевой конструкции. Последняя удобна при ее
фланцевом закреплении к механизму, проста при изготовлении, однако в ней зна-
чительны осевые силы, действующие на опоры.
112
Рис. 5.17. Тихоходный ГД когтеобразного
ниш:
/ - полый гистерезисный ротор; 2 —
ыц те об разная полюсная система; 3, 7 —
когти полюсной системы 2, не покрытые
слоем меди; 4, 8 - когти полюсной си-
। гемы 2, покрытые слоем меди; 5, 9 —
г огги противоположной полюсной систе-
мы, не покрытые слоем меди; 6 — коготь
противоположной полюсной системы, по-
крытый слоем меди; 10 — опора; 11 -
инл; 12 — отверстия для торцевого за-
крепления двигателя; 13 - обмотка
Рис. 5.18. Однофазные
тихоходные ГД:
1 - гистерезисный
ротор; 2 - магнитопро-
вод; 3 - обмотка; 4,5 -
магнитомягкие когтеоб-
разные венцы; 6 - мед-
ные кольца; 7 — гисте-
резисные когтеобразные
венцы
На рис. 5.18 приведены различные конструкции торцевого однофазного ГД.
(шпатель по рис. 5.18,с не обладает самозапуском. Магнитопровод состоит из
•и скольких отдельных пар когтей. Каждая пара когтей 2 имеет собственную обмот-
ку 3. Когти в одной паре сдвинуты по окружности ротора на 180°. В двигателе на
1<м<. 5.18,6 имеется общая спинка магнитопровода 2, а венцы когтей 5 вставные.
Между венцами когтей соосно ротору расположена катушка 3. Ближние к катушке
-и ицы когтей 5 представляют главную полюсную систему. Расщепленную полюсную
н< гему образуют внешние венцы 4. Когти внешних венцов сдвинуты по отноше-
нию к когтям внутренних венцов на 90°. Временной сдвиг потока в расщепленной
полюсной системе по отношению к потоку основной полюсной системы создают мед-
ные кольца 6, установленные между венцами. Расположение венцов, медного кольца
н ротора разъясняет рис. 5.18,г. В данной конструкции с каждой стороны ротора рас-
шнюжены лишь одноименные полюса, что уменьшает магнитное рассеяние при ма-
|ом расстоянии между когтями. Двигатель на рис. 5.18,в аналогичен двигателю на
| Ц< 5.18,6, но проще него, так как не содержит медных колец. Когтеобразные вен-
цы 7 отштампованы из гистерезисного материала, осуществляющего временной
пинг магнитного потока, проходящего по ним.
113
Рис. 5.19. Ротор субгармонического ГД
Рассмотренные варианты достаточно полно от-
ражают принципы создания многополюсных ког-
теобразных конструкций, но не исчерпывают их
разнообразия, отраженного во множестве патен-
тов. Ряд наиболее употребляемых конструктив-
ных схем приведен в [93, 94].
Другой путь электромагнитного редуцирования состоит в построении ГД по прин-
ципу субгармонического двигателя, а также двигателя с катящимся или волновым
ротором. На рис. 5.19 в качестве примера показан вариант ротора субгармонического
ГД, в котором низкая скорость достигается за счет относительного усиления обмо-
точной гармонической. Активный слой ротора 1 поляризован постоянным магни-
том 4 с когтеобразными полюсными наконечниками 2, 3, придающими ротору явно-
полюсность. При пуске основная гармоническая и усиленная высшая пространствен-
ная гармоническая поля статора действуют согласно, обеспечивая надежный запуск.
На синхронной скорости, определяемой высшей пространственной гармонической
поля, ее момент уменьшается до нуля и изменяет свой знак, что обеспечивает умень-
шение общего электромагнитного момента на валу и приводит к "застреванию”
ротора на этой низкой скорости.
Кроме рассматриваемых методов решения задачи получения низкой скорости за
счет электромагнитного редуцирования возможно использование uiai ового управле-
ния. В шаговых приводах распределитель импульсов соединен с программным
устройством. На валу двигателя или исполнительного механизма может быть уста-
новлен датчик положения, связанный с программным устройством.
В таком приводе задача уменьшения шага движения ротора решается путем уве-
личения числа пар полюсов и числа фиксированных положений МДС статора. При
этом кроме усложнения двигателя усложняется и источник питания за счет пропор-
ционального увеличения числа усилителей, согласующих устройств и фазности рас-
пределителя.
Гистерезисный двигатель в известных структурах шагового привода нс приме-
нялся, поскольку здесь он не обладает преимуществами перед двигателями с посто-
янными магнитами на роторе, реактивными и субгармоническими синхронными
двигателями. Однако особый интерес представляет его использование, когда движе-
ние производится в паузах между запасанием ротором электромагнитной энергии
(см. § 1.1) [95]. Принципиальное, новое качество здесь состоит в том, что дли-
тельность управляющих импульсов не связана с инерционностью движения и опре-
деляется лишь прикладываемым напряжением и электромагнитной постоянной
времени ГД. Дополнительное качество состоит в наличии гистерезисного демпфи-
рования.
На рис. 5.20,с, б показаны конструкции импульсного ГД с цилиндрическим и
торцевым исполнением. Цилиндрическая конструкция [96] содержит полый гисте-
резисный слой 1, внешнюю 2 и внутреннюю 3 когтеобразные полюсные системы
статора, сдвинутые на 90 градусов. Внешняя полюсная система статора снабжена об-
моткой 4 катушечного типа, а внутренняя полюсная система - постоянным магни-
том 5. Торцевая конструкция имеет на якоре I печатные спиральные двусторонние
секции 2 с осевым соединением 3 в центре секции и таблеточные постоянные магни-
ты 4. Гистерезисные диски б и 7 установлены на валу с двух сторон якоря.
При подаче однополярного импульса в обмотку якоря на гистерезисном роторе
"отпечатывается” полюсная система статора. В паузе между импульсами ротор при-
тягивается к полюсной системе, образованной постоянным магнитом. Послсдую-
114
CL)
S)
Рис. 5.20. Импульсный ГД:
а — когтеобразная цилиндрическая конструкция; б — дисковая конструкция
щий импульс тока перемагничивает ротор, сдвинув его полюса в сторону, противо-
положную вращению, и т. д. Редуцирование шага может быть осуществлено за счет
изменения соотношения намагничивающих сил электромагнитной и магнитной по-
люсных систем. На рис. 5.21 приведены экспериментальные характеристики изме-
нения шагового угла поворота ротора в зависимости от соотношения МДС полюс-
ных систем. сдвинутых в пространстве на различные углы.
Задача стабилизации шага в разомкнутом приводе рассматриваемого типа реша-
ется конструктивно с помощью создания гистерезисно-реактивного зубчатого ротора
и зубчатого венца статора, отбирающего часть магнитного потока от полюсной систе-
мы постоянных магнитов, и алгоритмически путем стабилизации параметров им-
пульсов .
Когда электропривод снабжен датчиком положения ротора, возможности управ-
ления характером движения ротора в процессе шага существенно расширяются.
Если в процессе шага подать на обмотку серию узких импульсов, то момент под-
держивается примерно постоянным. В конце шага можно создать относительно ши-
рокий тормозящий импульс тока и фиксировать ротор, импульсно размагнитив и
намагнитив его с помощью дополнительной обмотки по оси магнитов.
При рассмотренном характере дискретного преобразования энергии ГД имеет
не только синхронный, но и асинхронный момент и соответствующее ему непре-
рывное асинхронное вращение.
На рис. 5.22 показана схема соединений двухобмоточного импульсного ГД.
Здесь регулируемыми параметрами могут быть: 1) МДС обмотки и>х; 2) частота
следования импульсов в обмотке w2; 3) соотношение МДС обмоток, которые мож-
но регулировать изменением амплитуды или длительности импульса; 4) геометри-
ческий угол сдвига пространственных магнитных осей обмоток wj и vv2, который
можно изменять при наличии дополнительных фаз на статоре.
На рис. 5.23 приведены экспериментальные зависимости пускового момента
от тока в обмотке Wj для нескольких углов сдвига осей обмоток. Во всех случаях
перемагничивание ротора осуществлялось импульсами постоянной амплитуды,
длительности и частоты. С увеличением частоты импульсов пусковой момент незна-
чительно уменьшается из-за роста относительной доли тормозного момента при пере-
магничивании (рис. 5.24). Если поддерживать момент нагрузки постоянным и уве-
личивать частоту импульсов, то скорость ГД увеличивается, как показано на
рис. 5.24 пунктиром. Для уменьшения тормозного момента от наведенной ЭДС и
переменного тока в обмотке w’i целесообразно в ее цепи установить дроссель. В
лом отношении выгодна также замена обмотки и>! постоянным магнитом.
115
Рис. 5.21. Угол поворота ротора импульсного ГД в зависимости от соотношения МДС
обмоток и пространственного угла между ними
Рис. 5.22. Схема соединений двухобмоточного импульсного ГД
Рис. 5.23. Пусковой момент импульсного ГД по схеме рис. 5.22 в функции постоян-
ного тока и угла между обмотками
Рис. 5.24. Пусковой момент и максимальная скорость ГД по схеме рис. 5.22 в функ-
ции частоты импульсов и угла между обмотками
При периодических импульсах и малой скорости поворота ротора импульсный
привод по рис. 5.22 может рассматриваться как бесконтактное моментное устрой-
ство постоянного тока с неограниченным углом поворота. .Для независимости мо-
мента от угла поворота ротора необходимо до прохождения импульса МДС по оси w-i
создать импульс МДС по оси Wp Стабильность такого устройства зависит от уровня
стабилизации параметров перемагничивающих импульсов.
5.5.	Особенности конструкций и применение
в приводе гистерезисной муфты
Электромагнитные муфты выступают в роли коммутационных устройств, обеспе-
чивающих подключение нагрузки к двигателю на любой скорости с последующим
отключением и ускоренным торможением выходного вала механизма, защиты
двигателя от перегрева при запуске инерционной нагрузки и от механических де-
формаций при ’’пиковых” нагрузках механизма, передачи вращения через стенку,
редукторов, реверсирующих устройств и т. д. Наиболее интересны варианты выпол-
116
Рис. 5.25. Комбинация двигателя и муфты
Рис. 5.26. Гистерезисный планетарный
редуктор
нения гистерезисных муфт с магнитным возбуждением. По отношению к фрикцион-
ным муфтам они обладают бесконтактностыо и лишены скачка момента при пере-
ходе от синхронизма к скольжению. По отношению к асинхронным муфтам они не
имеют потерь при синхронном вращении ведущего и ведомого валов, а по отноше-
нию к магнитным муфтам обладают дополнительным демпфированием колебаний
в синхронном режиме и способны ограничивать уровень момента при скольжении
валов. Объем гистерезисной муфты больше объема фрикционной муфты, ноне пре-
вышает объема асинхронной и магнитной муфт. Ниже приведены примеры выпол-
нения гистерезисных муфт, решающих разные функциональные задачи.
На рис. 5.25 показана комбинация-ГД с гистерезисной муфтой [97], используе-
мой для передачи вращения через толстую ’’стенку”. На ведущем валу расположен
гистерезисный слой 1, который является общим для двигателя с обмоткой 2 и
муфты, передающей момент через неподвижную стенку 3 ведомому валу с магни-
том 4.
При подключении обмотки статора к сети на гистерезисный ротор действует
вращающий момент со стороны статора и тормозной со стороны магнита. В зави-
симости от соотношения этих моментов и моментов инерции ведущего и ведомого
валов вхождение их в синхронизм может быть поочередным либо совместным.
При равенстве числа пар полюсов магнита и статора в синхронном режиме улучша-
ется коэффициент мощности двигателя, однако при скольжении от взаимодействия
магнита с обмоткой статора создается асинхронный тормозной момент. При нера-
венстве числа полюсов этот момент отсутствует, но и не улучшается коэффициент
мощности.
На рис. 5.26 приведен вариант бесконтактного гистерезисного редуктора, пред-
ставляющего каскад одноименнополюсных гистерезисных муфт [98]. Подобно зуб-
чатому планетарному редуктору он содержит неподвижный венец 7, солнечное коле-
со 2, водило 3 и сателлит 4. Ось вращения сателлита на водиле эксцентрична относи-
тельно входного и выходного валов редуктора. Возбуждение осуществляется об-
моткой 5. Каждое бесконтактное ’’зацепление ’ выполнено в виде гистерезисного
слоя 6 и зубчатой полюсной системы 7. Бесконтактный редуктор по отношению
к своему контактному прототипу обладает большим объемом, но зато выигрывает
в долговечности.
На рис. 5.27,а показан вариант регулируемой бесконтактной муфты, предназна-
ченной для ограничения максимального момента. Гистерезисный слой 7 размещен
между встречными зубчатыми полюсными системами 2 и 3. Зубцы полюсных систем
«двинуты наполовину зубцового шага. При выполнении гистерезисного слоя 7 в ви-
де тонкого цилиндра тангенциальная составляющая поля в нем изменяет направление
(рис. 5.27,6). Следовательно, такая муфта является переменно-полюсной и в ней до-
 шгается полное использование объема гистерезисного слоя. При отсутствии сдвига
зубцов полюсных систем магнитный поток в гистерезисном слое направлен радиаль-
117
Рис. 5.27. Гистерезисная управляемая муфта:
1 - гистерезисный слой; 2 - внешняя зубчатая система; 3 — внутренняя зубча-
тая система; 4 — немагнитный конструктивный элемент; 5 — обмотка; 6 — непо-
движный магнитопровод; 7 — ведомый вал; 8 — ведущий вал
Рис. 5.28. Гистерезисная муфта с импульсным регулированием намагниченности:
1 - гистерезисный ротор; 2 — магниты; 3 - ведущий вал; 4 — магнитопровод;
5 - обмотка
но. Такая муфта, как и подобные ей индукторные муфты, является одноименно-
полюсной с худшим использованием объема активного материала. Типичная зависи-
мость момента сцепления при скольжении от тока приведена на рис. 5.27,в.
Для изменения максимального момента сцепления при синхронном вращении
валов может быть использована муфта с импульсным регулированием намагничен-
ности гистерезисного слоя (рис. 5.28). В ней сосредоточенная обмотка с числом
катушек, равным числу полюсов магнитной системы, осуществляет импульсное
намагничивание и размагничивание гистерезисного слоя, что при большом отношении
времени стационарной работы с обесточенными катушками к времени регулирова-
ния намагниченности обеспечит более экономичное регулирование, чем у муфты
с непрерывным потреблением энергии.
Одним из недостатков управляемой гистерезисной муфты является остаточный
момент взаимодействия при выключенной обмотке, который обычно составляет до
1% номинального момента. Он может быть уменьшен плавным или импульсным
размагничиванием ротора. Другой недостаток состоит в нелинейной зависимости
момента от управляющего тока. Этот недостаток может быть устранен в реверсивной
муфте, состоящей из двух полумуфт, которые связаны через механизм противо-
положного вращения. При этом обмотки полумуфт включают в систему регулирова-
ния по дифференциальной схеме и создают при нулевом моменте нагрузки на валу
начальное смещение тока в каждой полумуфтс.
Динамические характеристики нелинейны при больших возмущающих воздейст-
виях. Передаточная функция гистерезисной муфты аналогична передаточной функ-
ции симметричного ГД при питании от источника тока. Угловая характеристика
имеет цикл, что обусловливает повышенный уровень демпфирования в синхронном
режиме.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Авторы в своей книге стремились отразить всю совокупность во-
просов, касающихся разработки, совершенствования и использования ги-
стерезисного привода. Насколько это им удалось — судить читателям.
За последние годы значительно возрос интерес к гистерезисному приво-
ду. Заметно возросла интенсивность публикаций по теории управления
гистерезисного привода и его практическому распространению. Так, ги-
стерезисный привод благодаря использованию импульсных средств реали-
зации режима перевозбуждения находит применение в гироскопических
приборах. Улучшение точностных показателей привода достигнуто вслед-,
ствие использования стализирующих свойств режима периодическо
ствие использования стабилизирующих свойств режима периодического
намагничивания, позволившего обеспечить не только стализиацию харак-
теристик ГД, но и улучшение параметров гироскопических приборов.
Другое перспективное направление применения ГД при этом, видимо,
наиболее массовое — многодвигательный электропривод различного тех-
нологического назначения. Это направление получило широкое развитие
в Англии, ФРГ, Японии и т. д. Например, в Англии, значительное количест-
во ГД используется в приводах центрифуг.
Основные направления совершенствования гистерезисных приводов
связаны с повышением КПД двигателя, устойчивости электропривода,
надежности источника, снижения стоимости и улучшения технологии
изготовления собственно ГД, применением микропроцессорной техники
для урпвления. Использование материалов с повышенным коэффициен-
том выпуклости (более 0,7); снижение их стоимости путем уменьшения
содержания кобальта; упрощение технологии изготовления ротора благо-
даря применению методов порошковой металлургии, позволяющих орга-
низовать безотходное производств, автоматизация процессов темомаг-
нитной обработки — все это приводит к повышению технико-экономиче-
ских показателей ГД и расширяет возможный диапазон их использования
по мощности и номенклатуре.
Интересны попытки создания гистерезисного привода повышенной
мощности (на 3 кВт и более), что ранее практически не делалось [ 14].
Авторы предполагают, что возможно построение частоно-управляемого
гистерезисного электропривода средней мощности (3—5 кВт) с импульс-
ным регулированием возбуждения для расширения диапазона частоты
вращения при ограничении мощности источника. Наряду с этим, безуслов-
но, перспективно традиционное применение ГД в качестве синхронной
119
микромашины. Проблема создания экономичного привода состоит в со-
вершенствовании как самого ГД, так и устройств реализации перевозбуж-
дения, путем их упрощения и объединения с двигателем или источником
питания.
Практическая эффективность использования гистерезисного привода
делает целесообразной разработку фундаментальной теории его проекти-
рования и урпвления. Основная трудность в решении этой задачи состоит
в создании строгой математической модели перемагничивания материала
ротора и получении на ее основе автоматизированной системы проектиро-
вания ГД. В этом направлении авторы в настоящее время ведут работу.
Авторы надеются, что изложенный в книге материал поможет специа-
листам в решении задач практической реализации гистерезисного при-
вода, расширит область его распространения и привлечен научную общест-
венность к изучению вопросов, связанных с физикой его работы в пере-
ходных и установившихся режимах.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Мастяев Н. 3., Орлов И. Н. Гистерезисные электродвигатели. Ч. 1. — М.: МЭИ,
1963. - 220 с.
2.	Cerber Н. Miniatursynchronmotoren. - Bull. Schweiz, elektrotechn. Vereins, 1964,
Bd 55, № 13, S. 615-624.
3.	Делекторский Б. А., Мастяев H. 3., Орлов И. H. Проектирование гироскопи-
ческих электродвигателей. — М.: Машиностроение, 1968. — 252 с.
4.	Блюмин Г. 3. Двигатели с внешним ротором для высокоскоростного электро-
привода. - М.: Энергия, 1977. - 151 с.
5.	Boehringer A. Elektronik-Hysteresemotoren fur den Antrieb hochtouriger Roto-
ren. - Elektrotechnik und Maschinenbau, 1970, Bd 87, №12, S. 567-576.
6.	Ал пер H. Я., Данилов-Нитусов H. H. Однофазный синхронный гистерезисный
двигатель для электропроигрывателей и радиол. -Вестник электропромышленно-
сти, 1956, № 9, с. 39, 40.
7.	А. с. 252447 (СССР). Электропривод фототелеграфного аппарата/В. Н. Дроз-
дов, В. Г. Новиков, Т. В. Смирнов, Е. А. Танский. Опубл, в Б. И., 1969, № 29.
8.	Ларионов А. Н., Морозов В. Г. Гистерезисная муфта для стабилизации часто-
ты. - Электричество, 1958, № 12, с. 76-78.
9.	Вевюрко И. А., Горжевский И. И. Гистерезисный тахометр. — Электротехника,
1967, №8, с. 32-33.
10.	Ott R. R., Barber R. J., Roesal J. F. The Roesal generator a unique variable speed.
Constant frequence generator. - IEEE Appl. Magn. Workshop, Milvankee, Wise., 1975,
New York, 1975, p. 1-11.
11.	Alper J. R., O’Neill J. P. A new passive hysteresis damping technique for stabili-
zing gravity-oriented satellites. - AIAA Guidance and Control Conference, Seattle, 1966,
August, P. 30-35.
12.	Горжевский И. И. Серия синхронных гистерезисных электродвигателей для
автоматических устройств. — М.: ЦБТИ НИИЭП, 1959. — 8 с.
13.	Синхронные гистерезисные электродвигатели типов Г-205, Г-304, Г-405,
Г-504. - М.: ВНИИЭМ, 1964, вып. 242, с. 46.
14.	Klinrath Н. Internationalet Konferenz uber elektrische Maschinen. - Elektrotechnik
und Maschinenbau, 1975, Bd 92, №6, S. 272.
15.	Steinmetz M. Wechselstromerscheinungen, Berlin, 1900, S. 160.
16.	Делекторский Б. А., Селезнев А. П. К выбору материалов для роторов гисте-
резисных двигателей с перевозбуждением. - Известия вузов. Электромеханика,
1982, №7, с. 842-847.
17.	Пат. № 184090 (Швейцария). Drehfeldmotor mit asynchronem Anlauf und syn-
chronem Lauf/Siemens—Schuckert Werke, 1937.
18.	Teare B. R. Theory of hysteresis-motor torque. - AIEE Transactions, 1940, vol. 59,
p. 907.
19.	Jaeschke H. E. Der Hysteresemotor: Dissertation/Leipzig: 1943.
20.	Roters H. E. The hysteresis motor horsepower ratings advances which permit eco-
nomical fractional. — AIEE Transactions, 1974, vol. 66, p. 18—21.
21.	Kusakari Y., Wakui G. Hysteresis phenomena of torque on momentary overexcita-
tion (on underexcitation) of hysteresis motors. - Rep. Techn. Iwate Univ., 1960, vol. 13,
№3,p. 139-143.
шг
22.	Общие вопросы теории гистерезисных электродвигателей/А. Н. Ларионов,
Н. 3. Мастяев, И. Н. Орлов, Д. Н. Панов. - Электричество, 1958, № 7, с. 1-6.
23.	Ларионов А.. Н., Мастяев Н. 3., Орлов И. Н. Гистерезисные электродвигатели.
Техническая информация. - М.: МЭИ, 1958. — 160 с.
24.	Горжевский И. И. Синхронные гистерезисные двигатели, разработанные
НИИЭП. — Научные доклады высшей школы. Электромеханика и автоматика,
1958, № 1, с. 235-240.
25.	Горжевский И. И. Гистерезисные электродвигатели. - М.: ЦИНГИ ЭПП,
1959. - 23 с.
26.	Перов В. И. Синхронный двигатель с возбуждением от постоянных магни-
тов и гистерезисным пуском. — Вестник электропромышленности, 1961. № 3,
с. 32-38.
27.	Ланген А. М. Применение гистерезисных двигателей в звукозаписи. — Науч-
ные доклады высшей школы. Электромеханика и автоматика, 1958, № 1, с. 234—242.
28.	Певзнер О. Б. Синхронные гистерезисные двигатели с витым ленточным сер-
дечником ротора. — Вестник электропромышленности, I960, № 9, с. 33, 34.
29.	Раевская М. Н. Материалы для роторов гистерезисных двигателей. — Науч-
ные доклады высшей школы. Электромеханика и автоматика. 1958. № 1, с. 215—226.
30.	Казарновский Л. Ш. Современные материалы для гистерезисных электродви-
гателей. — Вестник электропромышленности, 1958, № 1, с. 48-56.
31.	Rahman М. A., Gowda S. D. Representative bibliography on hysteresis motors.
A 79071-2. - IEEE Power Engineering Society, 7979, February 4-9, New York,p. 1-6.
32.	Некоторые вопросы теории гистерезисных двигателей/Г. И. Гуров, Б. А. Де-
лекторский, Н. 3. Мастяев и др. — В кн.: Труды Третьей всесоюзной конференции
по бесконтактным электрическим машинам. Т. 3. — Рига: Зинатне, 1966, с. 34—39.
33.	Музыка Н. А., Музыка ГО. А. Графоаналитический метод определения пара-
метров синхронного и перевозбужденного режимов гистерезисного двигателя. —
Электричество, 1966, № 4, с. 66—70.
34.	Делекторский Б. А., Никаноров В. Б., Орлов И. Н. Стабильность характери-
стик гистерезисного двигателя. — В кн.: Доклады научно-технической конферен-
ции по итогам научно-исследовательских работ за 1966 и 1967 гг. — М.: МЭИ, 1967,
с. 149-161.
35.	Особенности угловой характеристики гистерезисной машины/Ю. Г. Марков,
Н. 3. Мастяев, В. Б. Никаноров, И. Н. Орлов. - Труды МЭИ, 1971, вып. 84, с. 159-
167.
36.	Музыка Н. А., Музыка Ю. А. Влияние зубцов на пусковые характеристики
гистерезисного электродвигателя. — Электричество, 1969, № 5, с. 34—38.
37.	Мастяев Н. 3., Трегубов В. А. Влияние высших гармоник индукции на пуско-
вой момент гистерезисного двигателя. — Электричество, 1977, № 9, с. 30—33.
38.	Мастяев Н. 3., Трегубов В. А. Влияние высших гармоник на синхронный мо-
мент и электромагнитную мощность гистерезисного двигателя. — Электричество,
1978, №7, с. 78-81.
39.	Музыка Н. А., Музыка Ю. А. К расчету механической характеристики гисте-
резисного электродвигателя, работающего при несимметричном питании. — Элек-
тричество, 1969, № 12, с. 28—31.
40.	Делекторский Б. А., Никаноров В. Б., Орлов И. Н. Особенности проявления
высших гармоник питания в гистерезисных двигателях. — Электротехника, 1972,
№8, с. 55-58.
41.	Никаноров В. Б. Нестабильность энергетических характеристик гистерезисно-
го гиродвигателя. — Труды МЭИ, 1974, вып. 187, с. 64—70.
42.	Делекторский Б. А., Никаноров В. Б., Орлов И. Н. Динамические характери-
стики гистерезисного гиродвигателя. — Труды МЭИ, 1976, вып. 291, с. 18—24.
43.	Делекторский Б. А., Орлов И. Н. Гистерезисно-асинхронный двигатель. -
В кн.: Электрические двигатели малой мощности. Ч. 1. — Киев: Наукова думка,
1969, с. 100-105.
44.	Марков Ю. Г. Исследование гистерезисно-реактивного двигателя и возмож-
ности использования его для привода гироскопа. — Труды МЭИ, 1974, вып. 187,
с. 71-75.
122
45.	Гуров Г. И., Делекторский Б. А.. Орлов И. Н. Проектирование гистерезисно-
го двигателя с перевозбуждением. — В кн.: Доклады научно-технической конферен-
ции по итогам научно-исследовательских работ за 1966 и 1967 гг. — М.: МЭИ, 1967,
с. 121-134.
46.	Селезнев А. П., Трегубов В. А. Характеристики магнитных материалов в слож-
ных полях намагничивания. - В кн.: Доклады научно-технической конференции
научно-исследовательских работ за 1968 и 1969 гт. — М.: МЭИ, 1969, с. 52—56.
47.	Певзнер О. Б. Угловые характеристики синхронных гистерезисных" двига-
телей и упрощенный метод их расчета. — В кн.: Электрические машины малой мощ-
ности. — Л.: Наука, 1970, с. 82—87.
48.	Никаноров В. Б., Орлов И. Н. Определение параметров угловой характеристи-
ки гистерезисного двигателя. — Труды МЭИ, 1972, вып. 132, с. 86-92.
49.	Лифанов В. А., Шемякин В. Ф. Приближенная теория колебаний ротора гисте-
резисного электродвигателя. — Электричество, 1969, № 8, с. 7 — 10.
50.	Анненков В. Б., Куракин А. С. Равномерность вращения Синхронных микро-
двигателей. — Электротехника, 1967, № 2, с. 12—15.
51.	Мастяев Н. 3., Орлов И. Н. Оптимальные соотношения для гистерезисных
электродвигателей. — Электричество, 1962, № 7, с. 51—58.
52.	Хрущев В. В. Некоторые вопросы теории и проектирования ГД. — Труды
ЛИАП, 1962, вып. XXXVI, с. 13-18.
53.	Морозов В. Г. Проектирование гистерезисных синхронных двигателей с ми-
нимальной потребляемой мощностью. — Электричество, 1967, № 10, с. 36—39.
54.	Пат. № 3038092 (США). Hysteresis synchronous electric motor/A. Bekey, 1962.
55.	Chalmers B. J., Ciric I. R. Performance analysis of hysteresis-reluctance motors
with segmental rotors. — Proc. IEE, 1974, vol. 21, №9, p. 991—992.
56.	Гуров Г. И., Делекторский Б. А. Экспериментальное исследование гистере-
зисно-реактивного-электродвигателя. - Труды МЭИ, 1980, вып. 487, с. 101—108.
57.	Делекторский Б. А. Характеристики гистерезисного двигателя в режиме
перевозбуждения. — Труды МЭИ, 1979, вып. 416, с. 47—58.
58.	Делекторский Б. А., Никаноров В. Б., Орлов И. Н. Гистерезисный двигатель
при несимметричном питании. - В кн.: Доклады научно-технической конференции
по итогам научно-исследовательских работ за 1966 и 1967 гг. — М.: МЭИ, 1967,
с. 162-168.
59.	Wakui G., Kusakari Y. Synchronous pull-out torque of hysteresis motor. — Electr.
Engng. Japan, 1965, vol. 85, № 6, p. 31—41.
60.	Стома С. А. Магнитное поле гистерезисной машины. — Электротехника, 1968,
№6, с. 20-23.
61.	Влияние коэффициента выпуклости материала ротора на электромеханиче-
ские характеристики гистерезисных двигателей/А. С. Бондарь, Г. И. Гуров, В. А. Тре-
губов, В. Ю. Чижиков. — В кн.: Доклады научно-технической конференции по ито-
гам научно-исследовательских работ за 1968 и 1969 гг. - М.: МЭИ, 1969, с. 57-63.
62.	Характеристики магнитотвердых материалов при перемагничивании их посто-
янными и переменными полями/Ю. Г. Марков, Н. 3. Мастяев, А. П. Селезнев,
В. А. Трегубов. — Труды МЭИ, 1972, вып. 152, с. 115-122.
63.	Делекторский Б. А., Тарасов В. Н. Пути совершенствования гистерезисного
привода гироротора. — Труды МЭИ, 1974, вып. 187, с. 21—30.
64.	А. с. 674181 (СССР). Способ перевозбуждения синхронного гистерезисного
электродвигателя/Н. Н. Рудановский. В. И. Гуков, Л. Н. Солодников. Опубл, в Б. И.,
1979, № 26.
65.	А. с. 439882 (СССР). Способ управления гистерезисным электродвигателем/
Г. И. Гуров, И. Н. Орлов, В. И. Нагайцев. Опубл, в Б. И., 1974, № 30.
66.	Гуров Г. И., Никаноров В. Б., Орлов И. Н. Особенности работы гистерезис-
ного двигателя в режиме перевозбуждения при несимметричном питании. — Труды
МЭИ, 1971, вып. 84, с. 168-178.
67.	Горжевский И. И., Тихомиров В. К. Синхронный привод постоянного тока
с гистерезисным электродвигателем. - ВНИИЭМ, 1969, т. 30, с. 149-161.
68.	А. с. 179370 (СССР). Устройство для перевозбуждения гистерезисного двига-
теля/В. Л. Бунаков, С. Н. Стоборов. Опубл, в Б. И., 1966, № 5.
123
69.	А. с. 534015 (СССР). Гистерезисный электропривод ротора гироскопа/
Б. А. Делекторский, В. Н. Тарасов. Опубл, в Б. И., 1976, № 40.
70.	Делекторский Б. А., Тарасов Ю. И. Возможности сокращения времени разбега
гистерезисного привода гироротора. — Труды МЭИ, 1977, вып. 339, с. 52-60.
71.	Делекторский Б. А., Тарасов В. Н. Импульсные возбудители для микромашин
с магнитным возбуждением. - Электричество, 1978, № 6, с. 78-80.
72.	А. с. 455429 (СССР). Устройство импульсного перевозбуждения гистерезис-
ного двигателя/В. Н. Тарасов. Опубл, в Б. И., 1974, № 48.
73.	А. с. 577632 (СССР). Способ перевозбуждения гистерезисного электродвига-
теля/Г. И. Гуров, Б. А. Делекторский, В. Н. Тарасов, В. К. Щукин. Опубл, в Б. И.,
1977, №39.
74.	А. с. 291296 (СССР). Способ контроля входа в синхронизм гистерезисного
двигателя/И. Н. Орлов, Б. В. Никаноров, В. Н. Тарасов. Опубл, в Б. И., 1971, № 3.
75.	Тарасов В. Н. Миниатюризация устройств перевозбуждения гистерезисных
электродвигателей. — Труды МЭИ, 1976, вып. 291, с. 72-77.
76.	Позднухов С. Ф., Тарасов В. Н. Структурная оптимизация автономного элек-
тропривода на базе гистерезисного двигателя. - Труды МЭИ, 1980, вып. 487,
с. 84-91.
77.	Анализ вариантов построения схем управления преобразователей частоты для
питания гироскопических двигателей/С. Ф. Позднухов, В. Н. Тарасов, Ю. И. Тарасов,
В. К. Щукин. - Труды МЭИ, 1976, вып. 291, с. 78-84.
78.	Делекторский Б. А., Тарасов В. Н. Регулирование гистерезисного гиродвига-
теля в процессе запуска. - Труды МЭИ, 1974, вып. 187, с. 37-41.
79.	Прозоров В. А., Рогачевский В. С. Частотное управление магнитоэлектрически-
ми синхронными двигателями при минимальных потерях. — Электричество, 1972,
№ 7, с. 37-40.
80.	А. с. 587583 (СССР). Способ частотного запуска (торможения) гистерезисно-
го двигателя/Б. А. Делекторский, В. Н. Тарасов. Опубл, в Б. И., 1978, № 1.
81.	А. с. 530407 (СССР). Электропривод с гистерезисным электродвигателем/
Б. А. Делекторский, В. Н. Тарасов. Опубл, в Б. И., 1976, № 36;
82.	А. с. 603804 (СССР). Способ регулирования гистерезисного электродвига-
теля/Б. А. Делекторский, В. Н. Тарасов, Г. И. Гуров. Опубл, в Б. И, 1978, № 14.
83.	Орлов И. Н., Тарасов В. Н. Эффективность управляемого запуска асинхрон-
ных и гистерезисных гироскопических электродвигателей. — Труды МЭЙ, 1975,
вып. 277,с. 16-25.
84.	Nestler J. Verhalten von dreiphasigen Hysteresemotoren beim Antrieb von Gas-
. Ultrazentrifugen. Wissenshaffliche Benchte. — AEG—Telefunken, 1976, Bd 49, № 4—5,
S. 139-150.
85.	Техника магнитной видеозаписи/А. В. Гончаров, В. И. Лазарев, В. И. Пархо-
менко, А. Б. Штейн. - М.: Энергия, 1978. - 395 с.
86.	Дудченко С. И., Стома С. А. О равномерности вращения гистерезисных тихо-
- ходных микродвигателей. - Электротехника, 1972, № 12, с. 51—52.
87.	Земблинова И. И., Пастухов В. П., Болдышев А. В. Привод магнитных голо-
вок записи сигналов цветного телевидения. --Электротехника, 197?, № 10, с. 33,34.
88.	Фудзин Манабу, Йосикава Хидэюки. Бесщеточный .микродвигатель постоян-
ного тока с гистерезисным ротором. — Мицубиси дэнки гихо (Mitsbishi denki giho),
1968, №42, с. 1607-1611.
89.	Делекторский Б. А., Орлов И. Н., Тарасов В. Н. Основные направления разви-
тия гистерезисного электропривода. - Труды МЭИ, 1979, вып. 416, с. 39-47. '
90.	Танский Е. Л. Прецизионные системы стабилизации скорости двигателей. —
М.: Энергия, 1975. - 87 с.
91.	Никаноров В. Б., Орлов И. Н., Тарасов В. Н. Косвенные методы регистрации
качаний гистерезисного гиродвигателя. - Электротехника, № 3, 1974, с. 28, 29.
92.	Гуров Г. И., Щукин В. К. Электропривод с частотным запуском перевозбуж-
денного гистерезисного гиродвигателя. - Труды МЭИ, 1974, вып. 187, с. 42-46.
93.	Стома С А., Болдышев А. В., Звягинцев И. С Тихоходные гистерезисные
электродвигатели. - В кн.: Электрические двигатели малой мощности. — Киев:
Наукова думка, 1969, вып. 42, с. 154-160.
* — — — • —
124
iqaq4' С1Т?<?а1Л1A’ Многополюсныс синхронные микродвигатели. - Труды ВНИЭМ,
1УОУ > с. 1/8-191.	~	’
R н5т«^;Л г5ы19г (СССр> • Инерционный электропривод/Б. А. Делекторский,
в. Н. Тарасов, Г. И. Гуров. Опубл, в Б. И., 1979, № 8.
Опубл.^'бС’и.’1975 деи”' ГиСтерезисный ’лектродвигатель/Б. А. Делекторский.
Опу’бл. в Б V1974V1	’ СИНХР°ННЫЙ Электродвигатель/Б. А. Делекторский.
98. Ганзбург Л. Б., Марков О. И., Осипов Ю. Б. Гистерезисный магнитный редук-
101" ~ 1руды СевеР°’3апаДного заочного политехнического ин-та, 1975, № 35, с. 94-
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие............................................................. 3
Введение ............................................................... 5
Глава первая. Гистерезисное электромеханическое преобразование
энергии ................................................................ 9
1.1.	Принцип действия............................................. 9
1.2.	Основные энергетические соотношения.......................... И
1.3.	Особенности перемагничивания гистерезисного материала....... 15
1.4.	Формирование и изменение момента............................ 19
1.5.	Подмагничивание и перемагничивание тонкого ротора........... 22
1.6.	Схемы замещ ния, векторные диаграммы и параметры гистерезис-
ного двигателя................................................... 28
Глава вторая. Синхронный режим......................................... 35
2.1.	Угловая характеристика...................................... 35
2.2.	Управление угловой характеристикой.......................... 41
2.3.	Нестабильность синхронных характеристик..................... 46
2.4.	Методы улучшения синхронных энергетических характеристик 51
Глава третья. Асинхронный режим........................................ 57
3.1.	Механические характеристики, ток, мощность при несимметрии и
несинусоидальности питания....................................... 57
3.2.	Механические характеристики при неравномерном распределении
обмотки и зубчатом статоре....................................... 64
3.3.	Механические характеристики при несимметрии ротора.......... 69
3.4.	Методы улучшения асинхронных характеристик.................. 70
Глава четвертая. Методы и средства регулирования....................... 75
4.1.	Потенциальное регулирование................................. 75
4.2.	Регулирование амплитуды и фазы магнитного потока ротора....	82
4.3.	Устройства импульсного возбуждения.......................... 86
4.4.	Частотное регулирование..................................... 96
Глава пятая. Характерные технические задачи и пути их решения с ис-
пользованием гистерезисного привода................................... 102
5.1.	Экономичный самозапускающийся синхронный привод............ 102
5.2.	Привод со стабилизацией мгновенной скорости и положения ротора 104
5.3.	Двухрежимный электропривод’................................ 110
5.4.	Низкоскоростной привод..................................... 112
5.5.	Особенности конструкций и применение в приводе гистерезисной
муфты............................................................ Н6
Заключение..........................................................   119
Список литературы......................................................121
Борис Алексеевич Делекторский
Владимир Николаевич Тарасов
УПРАВЛЯЕМЫЙ ГИСТЕРЕЗИСНЫЙ ПРИВОД
Редактор В. П. Рубцов
Редактор издательства Л. А. Решмина
Художественный редактор А. Т. Кирьянов
Обложка художника В. Я. Батищева
Технический редактор Л. В. Осипова
Корректор С. В. Малышева
Оператор М. А. Панфилова
ИБ № 1922
йЭнергоатомиздате на Композере ИБМ-82. Подписано в печать
09.08.83. Т-1734?. Формат 60x90 1/16. Бумага офсетная №1. Печать офсетная. Усл.печ.
л. 8,0. Усл.кр.-отт. 8,25. Уч.-изд. л. 9,60. Тираж 3500 • экз. Заказ 3044. Цена 50 к
Энергоатомиздат, 113114 Москва М-114, Шлюзовая наб., 10
Московская типография №9 Союзполиграфпрома при Государственном комитете
СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
109033 Москва Ж-33, Волочаевская ул., 40
УВАЖАЕМЫЙ ЧИТАТЕЛЬ!
Имеются в продаже и высылаются наложенным платежом
книги издательства ’’Энергия”:
Ключев В. И., Терехов В. М. Электропривод и автоматиза-
ция общепромышленных механизмов: Учебник для вузов.
1980. — 360 с. — В пер.: 90 к.
Маевский О. А. Энергетические показатели вентильных пре-
образователей. 1978. — 320 с. — В пер.: 1 р. 10 к.
Заказы направлять по адресу: 344069, г. Ростов-на-Дону,
Таганрогское шоссе, 106. База Ростооблкниготорг.
Герасимяк Р. П. Тиристорный электропривод для кранов.
1978.- 112 с.-30 к.
Кулизаде К. Н., Али-Заде П. Г., Хайкин И. Е. Синхронный
электропривод с пульсирующей нагрузкой. 1978. — 80 с. —
25 к.
Заказы направлять по адресу: 121096, г. Москва, ул. Васи-
лисы Кожиной, 10. Магазин № 170 Москниги.

50 к.