Автор: Синдеев И.М. Савелов А.А.
Теги: техника средств транспорта электроснабжение авиационное оборудование авиатехника
ISBN: 5-277-00989-2
Год: 1990
Текст
Форум но
AVIA.RU
преЗстобляет
И. М. СИНДЕЕВ
А. А. САВЕЛОВ
Системы
электроснабжения
воздушных
судов
УДК 629.621.064.5(075.8)
Синдеев И. М., Савелов А. А. Системы электроснабжения воздушных су
лов: Учеб, для вузов. — 2-е изд., перераб. и доп.— М,: Транспорт, 1990
296 с.
Изложены основные сведения о системах электроснабжения самолетов и
вертолетов. Рассмотрены принципы действия, устройство и особенности эксплу-
атации приводов авиационных генераторов, регуляторов частоты и напряже-
ния, преобразователей рода тока, аккумуляторных батарей, элементов систем
управления, защиты и распределения электрической энергии. Во 2-м издании
(1-е вышло в 1982 г.) большое внимание уделено системам электроснабжения
переменного тока. Рассмотрены перспективы развития систем электроснабже-
ния, применение микропроцессоров в авиационной электроэнергетике.
Для студентов вузов гражданской авиации.
Ил. 207, табл. 9, библиогр. 5 назв.
Рецензент д-р техн, наук П. С. Кононов
Заведующий редакцией Л. В. Васильева
Редактор И. В. Иванова
Учебник.
Синдеев Игорь Михайлович
Савелов Александр Александрович
СИСТЕМЫ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ ВОЗДУШНЫХ СУДОВ
Предметный указатель составил .4. А. Савелов
Технический редактор Т. В. Алёшина
Корректор А. М. Крулевич
ИБ № 4262
Сдано в набор 08.06.89. Подписано в печать 27.04.90. Т-00151
Формат 60Х88‘/1б. Бум. офс. Ns 2. Гарнитура литературная. Офсетная печать.
Усл. печ. л. 18,13. Усл. кр.-отт. 18,13. Уч.-изд. л. 19,53. Тираж 4500 экз. Заказ 2261.
Цена 95 коп. Изд. Ns 1-1-1/17-7 Ns 4966
Ордена «Знак Почета* издательство «ТРАНСПОРТ». 103064, Москва, Басманный тун., 6а
Московская типография № 4 Государственного комитета СССР по печати
129041, Москва, Б. Переяславская, 46.
3206030000-158
049(01)-90
213-90
ISBN 5-277-00989-2
<С) Издательство «Транспорт», 1982
С) И. М. Синдеев, А. А. Савелов, 1990, с изменениями
ОТ АВТОРОВ
Бортовые системы электроснабжения значительно отличаются от
аналогичных наземных систем. Эти отличия обусловлены прежде
всего условиями, в которых работает самолетное электрооборудова-
ние. Система электроснабжения является неотъемлемой частью воз-
душного судна (ВС) и ее конструктивное исполнение оптимизирует- <
ся исходя из назначения и характеристик самолета, поэтому она
имеет индивидуальное построение для каждого типа самолета. Вмес-
те с тем для систем электроснабжения характерно применение ти-
повых конструктивных решений и использование унифицированно-
го оборудования. Учитывая многообразие существующих систем,
в учебнике рассмотрены принципы построения типовых систем
электроснабжения и детально описаны их унифицированные эле-
менты.
В области бортовых систем электроснабжения ВС появилось
много новых идей, конструктивных решений, методик, которые
явились отражением достижений авиации, электротехники, вычис-
лительной техники. В гражданской авиации вводятся в эксплуата-
цию новые самолеты Ил-96-300, Ту-204, системы электроснабжения
которых в значительной мере отличаются от аналогичных систем
самолетов 1970—1980 гг. Естественно, что эти изменения должны
быть учтены при подготовке специалистов по эксплуатации электро-
оборудования. Такую задачу и ставили перед собой авторы.
В учебнике большое внимание уделено системам переменного то-
ка, а также аппаратуре управления и защиты, выполненной на но-
вой элементной базе. Изложены основные теоретические сведения,
принципы действия, устройства и физические процессы в элементах
систем электроснабжения. Приведены сведения об особенностях экс-
плуатации систем генерирования и распределения электрической
энергии, даны методы анализа влияния электротехнического комп-
лекса самолета на безопасность полетов. Рассмотрены перспек-
тивы развития электрооборудования ВС, в частности применение
ми кроп роцессоров.
На современных ВС гражданской авиации преимущественное
распространение получили системы электроснабжения на перемен-
ном токе стабильной частоты. В главах 1—4 рассмотрены вопросы
стабилизации частоты тока и напряжения в таких системах. Подроб-
но изложены конструкция и основные характеристики приводов син-
хронных генераторов, регуляторов частоты и напряжения, кото-
рые устанавливаются на эксплуатируемых ВС. Приведены основ-
ные сведения по анализу динамических и статических характерис-
тик систем стабилизации частоты и напряжения.
з
В главах 5, 7 изложены вопросы преобразования рода тока с по-
мощью электромашинных и статических преобразователей. Стати-
ческие преобразователи получают все более широкое применение в
авиационной электроэнергетике благодаря интенсивному прогрес-
су в области микроэлектроники и созданию мощных полупроводни-
ковых приборов. Рассмотрены основные принципы построения ста-
тических преобразователей и приведены примеры их исполнения.
На ряде ВС применяют включение генераторов на параллельную ра-
боту. В связи с этим приведены условия включения генераторов и
методы распределения нагрузок при параллельной работе.
В учебнике также рассмотрены химические процессы и характе-
ристики авиационных аккумуляторных батарей, режимы их работы
при непосредственном подключении к бортсети и через зарядное
устройство. ОсвещенЪ! вопросы эксплуатации аккумуляторных ба-
тарей различных типов.
Процессы управления системой электроснабжения полностью ав-
томатизируются, для этого в системах устанавливается специальный
блок защиты и управления. Для более четкого уяснения функций
аппаратуры управления раздельно рассмотрены функции управления
в нормальных режимах и функции защит в ненормальных режимах.
Подробно рассмотрены принципы построения различных видов за-
щит, приведены сведения по оценке надежности систем электроснаб-
жения и методам контроля их состояния.
ВВЕДЕНИЕ
Развитие авиационной техники характеризуется увеличением
числа и мощности потребителей электрической энергии на ВС, рос-
том протяженности электрической сети. Электрооборудование сов-
ременного ВС можно рассматривать как сложный электротехниче-
ский комплекс, состоящий из системы электроснабжения (совокуп-
ности устройств, предназначенных для производства, преобразова-
ния и распределения электрической энергии с регулирующей, уп-
равляющей и защитной аппаратурой) и системы потребителей элект-
рической энергии.
Система электроснабжения (СЭС) в свою очередь состоит из сис-
тем генерирования электрической энергии и ее распределения. Сис-
тема генерирования электрической энергии, как правило, разделе-
на на несколько независимых или параллельно работающих кана-
лов, каждый из которых включает привод генератора, регулирую-
щую защитную и управляющую аппаратуру и участок сети от гене-
ратора до центрального распределительного устройства (ЦРУ).
Системой распределения электрической энергии называется сово-
купность устройств, используемых при передаче электрической энер-
гии от ЦРУ к распределительным устройствам (РУ) и от них к по-
требителям.
Система генерирования электрической энергии в первую очередь
характеризуется установленной мощностью, т. е. суммарной мощ-
ностью всех генераторов, которые приводятся во вращение марше-
выми двигателями ВС или автономной силовой установкой. За
сравнительно короткий период, начиная примерно с конца 30-х го-
дов установленная мощность источников электрической энер-
гии возросла в сотни раз и для некоторых ВС составляет 250 —
300 кВ-А.
Рост установленной мощности обусловлен как увеличением мощ-
ности и числа потребителей электрической энергии, так и увеличени-
ем числа функций, выполнение которых связано с использованием
электрической энергии. Потребляемая электрическая энергия на со-
временных ВС при установленной мощности 250—300 кВ-А рас-
пределяется следующим образом: привод и системы управления си-
ловой установкой 20 %, обогрев и антиобледенительные устройства
50 %, освещение 5 %, радиоэлектронное оборудование 10 %, про-
чее оборудование 15 %.
Бортовке системы электроснабжения ВС разделяют на первич-
ные, вторичные и резервные (аварийные). Система электроснабже-
ния называется первичной, если генераторы приводятся во враще-
ние маршевыми двигателями, вторичной, если электрическая энер-
5
гия в ней получается за счет преобразования электрической энер-
гии первичной системы. Резервной (аварийной) системой электро-
снабжения называется такая, в которой электрическую энергию по-
лучают от резервных источников: аккумуляторных батарей, генера-
торов с приводом от вспомогательной силовой установки или от вет-
ряного двигателя.
Системы электроснабжения разделяют на следующие виды: по-
стоянного тока, переменного трехфазного тока постоянной частоты,
переменного однофазного тока постоянной частоты, переменного
однофазного тока переменной частоты, переменного трехфазного то-
ка переменной частоты. Выбор той или иной системы обусловлен мно-
гими факторами: назначением ВС, требованиями к качеству элект-
рической энергии и надежности, удобством эксплуатации, технико-
экономическими показателями и т. д. При выборе системы руковод-
ствуются нормами летной годности самолетов, специальными норма-
лями и новейшими достижениями авиационной промышленности.
Наименование системы электроснабжения присваивается ио ви-
ду первичной системы. В настоящее время в качестве типовых систем
электроснабжения принята система трехфазного переменного тока
постоянной частоты с номинальным напряжением UH = 200/115 В
и номинальной частотой / = 400 Гц. В качестве вторичной системы
при этом используется система постоянного тока с напряжением
Ul{ 27 В. На многих типах ВС используются вторичная система
трехфазного переменного тока с напряжением UH = 36 В и часто-
той f 400 Гц* и первичная система постоянного тока с напряже-
нием 27 В. Вторичной системой является система трехфазного
переменного тока с напряжением Uu = 200/115 В, частотой
/ 400 Гц или однофазного тока с UH = 115 В,/ = 400 Гц.
На самолетах гражданской авиации дальних и средних магист-
ральных воздушных линий используются главным образом системы
электроснабжения трехфазного переменного тока (t/H = 200/115 В
и / -400 Гц), так как анализ показывает, что система электроснаб-
жения. в которой в качестве первичной принята система переменно-
го тока постоянной частоты по сравнению с системой электроснаб-
жения постоянного тока низкого напряжения, имеет лучшие тех-
нико-экономические и массовые показатели и более высокие показа-
тели надежности. Развитие систем электроснабжения тесно связано
с развитием и совершенствованием потребителей электрической энер-
гии.
В период первой мировой войны на отечественных самолетах
«Илья Муромец», «Русский витязь» и «Святогор» использовались
радиотелеграфные установки, работающие на переменном токе с
частотой .600—-1200 Гц, осветительные и нагревательные приборы,
* ГОСТ 19705—81, определяющим классификацию систем электроснаб-
жения, использование систем переменного тока с напряжением Uu
36 В, частотой /’ 400 Гц не предусмотрено.
6
для которых род тока не имел значения. Поэтому в качестве источ-
ников электрической энергии на этих самолетах устанавливались
генераторы переменного тока мощностью 500 В-А с частотой 1000
Гц отечественной конструкции, разработанные под руководством
В. П. Вологдина. Генераторы приводились во вращение от ветряно-
го двигателя.
Для питания радиоаппаратуры на электронных лампах на само-
летах начали применять постоянный ток: в 1919—1920 гг. исполь-
зовался постоянный ток напряжением 8 В, в 1923 г. для уменьше-
ния массы проводов напряжение бортовой сети повысили до 12 В.
а в 1930 г. — до 24 В. Источниками электрической энергии являлись
генераторы постоянного тока мощностью 250—650 Вт с приводом от
авиационного двигателя и аккумуляторные батареи емкостью до
15 А-ч. Для преобразования постоянного тока напряжением 24 В в
постоянный ток напряжением 220—650 В, необходимый для пита-
ния радиотехнических устройств, начали использовать умформеры
мощностью до 150 Вт.
В 1934 г. в Советском Союзе А. Н. Туполевым был создан восьми-
двигательный самолет «Максим Горький», на котором впервые при-
менили трехфазный переменный ток 50 Гц напряжением 120 В. Об-
щая мощность потребителей постоянного и переменного тока состав-
ляла 31,6 кВт. Для питания электрооборудования были спроектиро-
ваны и изготовлены два типа электростанций с двигателями внут-
реннего сгорания с частотой вращения 3000 об/мин. Они приводили
во вращение два трехфазных генератора переменного тока мощно-
стью 3 и 5,5 кВ-А, напряжением 120 В и два генератора постоянного
тока мощностью 3 и 5,8 кВт, напряжением 27 В. Электрооборудова-
ние самолета было спроектировано проф. А. Н. Лариновым при уча-
стии С. В. Крауз и К.В. Рогова.
Быстрое развитие электрооборудования самолетов началось с
1939 г., когда В. М. Петляковым был создан пикирующий бомбар-
дировщик Пе-2. На нем впервые в истории авиации применили дис-
танционно управляемые силовые электромеханизмы для привода аг-
регатов и органов управления самолета. В качестве источников элек-
трической энергии на этом самолете были установлены два генера-
тора ГС-1000 мощностью по 1000 Вт и две аккумуляторные батареи
12-А-ЗО. Оборудование самолета Пе-2 выдержало проверку в годы
Великой Отечественной войны.
Системы электроснабжения и электрические агрегаты для само-
лета Пе-2 разрабатывались под руководством А. А. Енгибаряна и
К. В. Рогова. В США, Англии и Германии подобное электрообо-
рудование на самолетах стало внедряться лишь спустя 2—3 года
после создания самолета Пе-2.
Послевоенный период развития систем электроснабжения ха-
рактеризуется быстрым ростом потребления электрической энергии
на самолетах гражданской авиации. Так, на самолете Ту-104
(1954 г.) установленная мощность составляла 59 кВт, а на Ту-114
7
(1957 г.) — 250 кВт. Произошло значительное усложнение системы
распределения электрической энергии и увеличение ее массы. Для
снижения массы сети оказалось целесообразным использование пере-
менного тока напряжением 200/120 В и частотой 400 Гц. Ил-62 был
первым самолетом гражданской авиации, на котором в качестве пер-
вичной системы электроснабжения использовалась система трех-
фазного переменного тока напряжением 200/120 В, частотой 400 Гц с
установленной мощностью 160 кВ-А.
Дальнейшее совершенствование СЭС переменного тока нашло
свое воплощение в электрооборудовании самолетов Ил-96-300 и
Ту-204. Установленная мощность основных генераторов первичной
системы электроснабжения для самолета Ил-96-300 составляет
240 кВА, а для самолета Ту-204—180 кВ- А. Генераторы имеют ин-
тегральную конструкцию и в сочетании с современной аппаратурой
регулирования и защиты обеспечивают высокое качество электри-
ческой энергии.
Теоретические основы авиационной электротехники созданы
работами выдающегося советского ученого акад. В. С. Кулебакина
(1891-1970). Его труды в области теории автоматического регули-
рования, синхронных машин, авиационного электропривода послу-
жили основой для развития самолетного электрооборудования.
В. С. Кулебакиным разработаны методы комплексной оценки само-
летного электрооборудования и системного подхода к его проекти-
рованию. Дальнейшее развитие идей В. С. Кулебакина связано с ра-
ботами его единомышленников и учеников — А.Н. Ларионова,
Д. Э. Брускина, В.Т. Морозовского и других.
Семидесятые годы благодаря интенсивному развитию полупро-
водниковой техники и радиоэлектроники являются началом нового
этапа развития авиационной электротехники, связанного с разра-
боткой различных статических преобразователей электрической
энергии, систем управления, регулирования и защиты, выполнен-
ных на новой элементной базе, позволившей существенно расширить
круг задач, решаемых с помощью электрического оборудования, по-
высить надежность его работы.
Надежность функционирования систем электроснабжения в зна-
чительной степени предопределяет безопасность полетов. Это свя-
зано с тем, что практически ни один комплекс авиационного радио-
технического оборудования и оборудования силовой установки не
может работать без электрической энергии. Поэтому основное требо-
вание, предъявляемое к системам электроснабжения, — это тре-
бование высокой надежности, т. е. система должна выполнять задан-
ные функции, сохраняя эксплуатационные показатели в заданных
пределах, при заданных режимах и условиях эксплуатации в тече-
ние требуемого промежутка времени.
Из основного требования вытекают требования: к прочности
(механическая, электрическая и термическая) элементов систем
электроснабжения, допустимым воздействиям окружающей среды
я
(температура, давление и влажность); удобству и безопасности в об-
ращении; безопасности в отношении пожара и взрыва;'независимо-
сти работы от положения самолета в пространстве, скорости и уско-
рений. Количественная характеристика этих требований определена
Нормами летной годности самолетов гражданской авиации. Требова-
ния к качеству электрической энергии определяются ГОСТ
19705—81. Количественная характеристика их приводится в учеб-
нике при рассмотрении соответствующих разделов курса.
Другим важным требованием, предъявляемым к самолетному обо-
рудованию вообще и к системам- электроснабжения в частности,
является требование минимальной массы и габаритных размеров.
Для элементов систем электроснабжения количественная характе-
ристика массы обычно выражается в виде удельных показателей:
удельной массы, т. е. отношения массы элемента к генерируемой им
мощности (для источников и преобразователей), отношения массы к
коммутируемой мощности (для коммутационной аппаратуры) и т. п.
или в виде обратного отношения — удельной мощности.
Для общей оценки системы электроснабжения и характеристи-
ки ее технического уровня акад. В. С. Кулебакиным было введено
понятие полетной (Л4С) массы. Полная масса системы электро-
снабжения Мп состоит из двух составляющих: конструктивной мас-
сы системы Мк и массы функционирования Л1Ф, т. е. массы топлива,
необходимой для функционирования п каналов генерирования.
Конструктивная масса системы электроснабжения
Мк — я (Mpy-j- Д Л1д-j- ДМс) tMc d .
где Мгу — масса устройств одного канала генерирования (привод, генера-
тор, регулятор, система охлаждения и т. п.); ДМд — масса авиационного
двигателя, обусловленная установкой одного канала генерирования; ДМС —
масса самолета, приходящаяся на один канал генерирования электрической
энергии; Мс.р — масса элементов системы распределения электрической энер-
гии; я — число каналов генерирования.
В единицу времени для генерирования электрической энергии
необходима масса топлива
Мф ~ (<7т (^/Лг.у) 4 <7т.охл АР) л,
где qr— удельный расход топлива на производство единицы мощности, кг/Вт;
Р — мощность, отдаваемая одним каналом генерирования; Лгу — к. п д
канала генерирования; <?т.охл — масса топлива, расходуемая на снятие еди-
ницы потерь мощности в генераторе; ДР — мощность потерь в генераторе
Запас топлива на ВС, необходимый для функционирования сис-
темы электроснабжения от момента времени t до конца полета т,
определяется выражением Л1Ф (0 =- Л4Ф (т — /), если считать, что
Л4Ф не изменяется в процессе полета. Кроме затрат топлива на функ-
ционирование системы на ВС, необходим запас топлива Л4Т для трап-
9
спортировкп в течение времени полета т конструктивной массы и
массы функционирования:
Л4Т <?т.т /[Мк + Мф (T~/)]d/,
о
где </тт — удельный расход топлива, необходимый на транспортировку еди-
ницы массы.
Суммарная масса на ВС в момент начала функционирования сис*
темы электроснабжения, необходимая для ее работы на время поле-
та т, называется полетной:
т
Мс^Мк + М£т4-<7т.т (т—/)] dt,
о
ИЛИ
МС=МК (1 + ?т.тТН -МфТ (1 +?т.т т/2).
Сопоставление различных типов систем электроснабжения по
критерию полной массы позволяет выявить взаимосвязи системы с
ВС и- учесть особенности ее использования.
РАЗДЕЛ I
ЭЛЕКТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ УЗЛЫ
И СИСТЕМЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ
ГЛАВА 1
ПРИВОД АВИАЦИОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
1.1. Непосредственный привод генераторов
от авиационного двигателя
Основной энергетической установкой ВС является авиационный
двигатель. Часть его энергии используется для вращения генера-
торов системы электроснабжения. На привод генераторов отбира-
ется не более 0,5—1 % мощности, развиваемой авиадвигателем
(мощность авиадвигателя может достигать нескольких десятков
тысяч киловатт).
Генераторы постоянного тока или генераторы переменного тока
нестабильной частоты приводятся во вращение непосредственно
от вала авиадвигателя через редуктор. Коэффициент передачи ре-
дуктора i определяется предельно допустимой угловой скоростью
генератора и максимальной угловой скоростью вала авиадвигателя.
Предельная угловая скорость генераторов ограничивается характе-
ристиками подшипников и для современных генераторов лежит в
пределах 9000 — 12 000 об/мин. Угловая скорость коленчатого вала
поршневого двигателя может достигать 3000 об/мин, а ротора
турбины реактивного двигателя — 12 000 об/мин. Поэтому на порш-
невых двигателях устанавливают повышающие редукторы с ко-
эффициентом передачи i 1,4-4-3 , а на турбореактивных двигате-
лях — понижающие с i - 0,654-1. Редукторы встроены непосред-
ственно в авиадвигатель.
Угловая скорость авиационного двигателя зависит от режима
полета и изменяется в довольно широком диапазоне, который при-
нято оценивать величиной k = wa. д lllax/wa. д mln, где <оа.дтах,
юа я min— соответственно масимальная и минимальная угловые
скорости вала авиадвигателя. Для турбовинтовых двигателей k =
~= 1,24-1,3, для двухконтурных— 1,6—1,8, для одноконтурных
турбореактивных и поршневых — 2 — 2,8. Соответственно в
этих диапазонах будут изменяться угловые скорости генераторов.
Для устранения влияния непостоянства угловой скорости генерато-
ра на его напряжение используются регуляторы напряжения. Ге-
нераторы переменного тока нестабильной частоты чаще всего уста-
11
навливают на турбовинтовых двигателях, имеющих минимальный
рабочий диапазон частоты вращения.
В стационарном режиме работы авиадвигателя угловая ско-
рость его вала изменяется относительно некоторого среднего зна-
чения wcp (рис. 1.1). Пульсации обусловлены неуравновешен-
ностью вращающихся масс, а для поршневых двигателей, кроме то-
го, они вызваны периодическими изменениями крутящего момента-в
соответствии с тактами работы двигателя. Пульсации угловой ско-
рости вала авиадвигателя вызывают появление на валу генератора
больших динамических моментов (особенно при приводе от поршне-
вых двигателей), которые могут намного превосходить моменты на
валу генератора, обусловленные коммутацией его нагрузки.
Для демпфирования пульсаций момента вал генератора соединя-
ют с редуктором либо через эластичную муфту, либо через гибкий
валик, который помещается внутри полого вала генератора. Эффек-
тивность демпфирования тем больше, чем больше частота вынужден-
ных колебаний вала авиадвигателя и чем меньше собственная резо-
нансная частота а>0 механической системы муфта (гибкий вал) —
вал генератора. Обычно выбирают
)/~ < °-7) “mln.
где comln — минимальная частота вынужденных колебаний выходного вала
редуктора; К — жесткость гибкого вала (муфты); / — момент инерции рото-
ра генератора.
Кроме демпфирования колебаний, гибкий вал уменьшает наг-
рузки на подшипники генератора при недостаточно точной центров-
ке генератора и привода и защищает редуктор авиадвигателя от по-
ломки при заклинивании ротора генератора. С этой целью гибкий
вал имеет место с ослабленным сечением. При возникновении опас-
ных моментов происходит срез вала в этом месте, а генератор и ре-
дуктор авиадвигателя остаются неповрежденными.
Для ограничения момента на валу генератора могут также при-
меняться фрикционные муфты. Момент трения фрикционной муф-
Рис. 1.1. Изменение колебаний
угловой скорости вала двига-
теля вследствие неравномерно-
сти хода
ты выбирают в несколько раз больше,
чем момент сопротивления генератора
при полной нагрузке. При больших
моментах диски в фрикционе про-
скальзывают и тем самым ограничи-
вается предельный момент на валу
генератора.
На некоторых ВС генераторы по-
стоянного тока могут выполнять так-
же функцию стартера при запуске
авиационного двигателя. В этом
случае привод генератора осущест-
вляется через редуктор с автомати-
12
чески изменяющимся передаточ-
ным отношением (рис. 1.2). Ре-
дуктор содержит две муфты:
храповую Ml и обгонную М2.
При запуске энергия от генера-
тора, работающего в режиме
двигателя, через храповую муф-
ту Ml передается на вал тур-
бины АД. Обгонная муфта М2
Рис. 1.2. Кинематическая схема при-
в этом случае проскальзывает. вода стартер-генератора постоянного
Коэффициент передачи редукто- тока
ра для этого режима i ~ 0,33.
Когда вступает в действие турбина и угловая скорость ротора ави-
ационного двигателя (оад становится больше угловой скорости стар-
тера, собачки храповой муфты под действием центробежных сил
выходят из зацепления, и муфта Ml проскальзывает, в то время как
обгонная муфта М2 включается и через нее начинает передаваться
энергия на вал стартера-генератора, который переходит в генера-
торный режим работы.
1.2. Классификация приводов
постоянной частоты вращения синхронных генераторов
Значительная часть приемников электрической энергии ВС тре-
бует для своей работы переменного тока постоянной частоты. При
непосредственном приводе генераторов переменного тока от авиа-
двигателя их угловая скорость, а следовательно, и частота генери-
руемого тока не остаются постоянными, а зависят от режима работы
авиадвигателя. Поэтому для стабилизаци частоты тока вал синхрон-
ного генератора приводится во вращение от привода постоянной
частоты вращения (ППЧВ), который обеспечивает постоянство уг-
ловой скорости ротора генератора. Привод постоянной частоты вра-
щения представляет собой устройство, преобразующее часть энер-
гии авиадвигателя в механическую энергию вращения вала генера-
тора с постоянной частотой.
По виду энергии, используемой в ППЧВ, их подразделяют на-Ме-
ханические, пневматические и -Электромеханические. По способу
'подвода"энёргии"к выходному валу ППЧВ делятся на приводы с пол-
ным преобразованием энергии и приводы дифференциального типа.
В приводах с полным преобразованием энергии вся энергия, от-
бираемая от двигателя, подвергается преобразованию. В приводах
дифференциального типа преобразованию подвергается только часть
энергии, а другая, как правило, большая, часть подводится к гене-
ратору Г от вала авиадвигателя АД через дифференциальный редук-
тор ДР (рис. 1.3). Редуктор обладает весьма высоким к. п. д. (95 %
и более) и поэтому к. п. д. дифференциального привода будет
13
Рис. 1.3. Схема дифференциального
ППЧВ
больше, чем к. п. д. привода с
полным преобразованием энер-
гии.
Суммирование двух потоков
энергии осуществляется с по-
мощью дифференциального редуктора, который позволяет получить
результирующее движение своего выходного вала как сумму или
разность движений входных валов редуктора. В этом случае ско-
рость вала генератора
(°г — ша ,д ± 0)п, (11)
тде (оа.д — приведенная к валу генератора угловая скорость авиационного
двигателя; (оп — регулируемая угловая скорость выходного вала промежуточ-
ного преобразователя энергии П.
Дифференциальный редуктор (рис. 1.4) состоит из водила /,
двух сателлитов 5, 4, двух центральных зубчатых колес 3, 6 и шестер-
ни 2, Водило связано с валом авиадвигателя, шестерня 2—с валом
промежуточного преобразователя энергии П (обычно пневмотур-
бина или гидродвигатель). Зубчатое колесо 6 является выходом диф-
ференциального редуктора и соединяется с валом генератора.
Для дифференциального редуктора справедливы соотношения:
0)ВХ2 ^4 -|- WK ^4 =“- (01 ;
ЫВХ1 Z3 - WK Z5'.
WBbIX ^6 — (0'2 ^2 6 WBX2 — (О, Zx 4- (0BX2 ,
где Zlt ... Ze — числа зубьев соответствующего зубчатого колеса; совх1,
wBx2, ^вых “ угловые скорости соответственно первого, второго входных
валов дифференциального редуктора и его выходного вала; (ок — угловая
скорость зубчатого колеса 6; Ct)lt со2 — угловые скорости зубчатых колес 5, 4.
Из приведенных соотношений следует, что
Z4 / ' Z3 \ t
WBbIX “ 7 I WBX2~rWBXl 7 )6'WBX2-
Z6 \ Z5 /
Обычно Z4 -= Ze, Z3 = Z5, тогда wBbIX =- 2wBX2 + wBX1.
Рис. 1.4. Кинематическая схема дифференциального редуктора
14
Рис. 1.5. Энергетические диаграммы ППЧВ с докруткой (а) и с ревер-
сом (б)
При изменении угловой скорости вала авиадвигателя wBX2 си-
стема регулирования ППЧВ изменяет угловую скорость выходного
вала промежуточного преобразователя со ВХ1 таким образом, что
«вых = const.
Дифференциальные приводы могут быть с докруткой, когда
«г = «ад + «и, и реверсируемые, для которых а»г = (оа.д :
+ «п- В приводах с докруткой происходит только суммирование
двух потоков энергии. В реверсируемых приводах возможны три
режима: докрутки (<оР =-• <оа д -г соР), холостого хода (о>г =- «а,д)
И скрутки (<ОГ — «а. д — «п)-
Умножив обе части уравнения (1.1) на электромагнитный мо-
мент генератора, можно получить соотношение для мощностей
Рг ~ Ра.д + Рп = Л4г («а.д ± «п)
Энергетические диаграммы, соответствующие этому уравнению,
приведены на рис. 1.5, где Ря а— мощность, подведенная к валу
генератора непосредственно от авиадвигателя; Рп — мощность,
полученная в результате преобразования; Pr const — мощность
генератора; ц к. п. д. привода.
Слагаемые Ра.д и Рп характеризуют распределение мощностей,
подводимых к дифференциальному редуктору. Тракт для передачи
мощности Ра.д характеризуется максимальным к. п. д. (он опреде-
ляется только к. п. д. редуктора) и минимальными габаритными раз-
мерами, поэтому к. п. д. и габаритные размеры привода в целом за-
висят в основном от мощности, подвергаемой преобразованию
Рп. Для привода с докруткой максимальная мощность преобразо-
вания
Рп maxi Рг (1 «а.д т1п/«г) •
Так Как «а.д max ~ «г, ТО
Рп - Рг (1 - 1 /Л) ,
где k«а.д щах/«а.д mln •
Для реверсируемого привода при той же кратности диапазона
частот вращения авиадвигателя k и при условии, что <ог 0,5
(<°а. д max + «а д rnIn), максимальная мощность преобразования
р _ р I , ________ма.д min_____
'и max2 г г I 1 ас/ ।
\ (wa.fl max i wa.;j min
ИЛИ
Pn man-Pr (1- 1/0,5 (Ml))-
Отношение Pn maxl/Pn max2 = + 1)/^ > 1, и, следовательно,
к. п д. реверсивных приводов больше.
Для снижения габаритных размеров и удельной массы объеди-
няют генератор и ППЧВ в единую конструкцию, имеющую общую
систему смазки и охлаждения. Такой совмещенный с генератором
ППЧВ называется приводом интегрального типа. По своим удель-
ным массовым и габаритным характеристикам привод значительно
превосходит характеристики систем, состоящих из отдельных при-
вода и генератора, что обусловливает его широкое применение на
современных ВС.
1.3. Гидромеханический привод
Он получил наибольшее распространение на отечественных и
зарубежных ВС. Основные элементы гидромеханического привода —
гидронасос, приводимый в движение от авиадвигателя, и гидро-
двигатель. Изменяя производительность насоса, регулируют часто-
ту вращения вала гидродвигателя и тем самым стабилизируют час-
тоту вращения синхронного генератора. Для повышения к. п. д.
и снижения габаритных размеров гидромеханический привод чаще
всего выполняется с дифференциальным редуктором и реверсом.
Гидронасос и гидродвигатель образуют гидравлическую переда-
чу, в которой механическая энергия, подводимая к ротору гидрона-
соса, преобразуется в гидравлическую, а затем гидравлическая энер-
гия преобразуется гидродвигателем в механическую энергию враще-
ния ротора гидродвигателя. Достоинством гидравлической передачи
является простота управления процессом преобразования энергии.
В гидравлической передаче (рис. 1.6) гидромашины ГМ1 и Г М2
связаны между собой магистралью высокого (рв) и низкого (рн)
давления. Ротор первой гидромашины связан с валом авиадвигате-
ля, ротор второй — с валом синхронного генератора (в гидравличе-
ских приводах с полным преобразованием энергии) либо с входным
валом дифференциального редуктора. Обе гидромашины обратимые
и работают как в режиме насоса, так и в режиме двигателя в зависи-
мости от режима работы привода, причем если одна гидромашина
работает в режиме насоса, то другая, получая от нее рабочую жид-
кость под давлением, работает в это время в режиме двигателя. Так,
в режиме докрутки (когда юа.д< <°г) ГМ1 работает в режиме насо-
са, а ГМ2 — в режиме двигателя. В режиме открутки (когда соа.д
16
>сог) функции гидромашин ГМ1 и Г М2 меняются на противопо-
ложные.
Конструкция гидромашины ГМ1 идентична конструкции ГМ2.
Различие состоит лишь в том, что производительность первой гид-
ромашины можно регулировать, изменяя угол уГм1 установки на-
клонной шайбы 1 относительно оси ротора, а угол установки наклон-
ной шайбы второй гидромашины не регулируется (уГМ2 — const).
Ротор гидромашины 3 имеет нечетное число равномерно располо-
женных по окружности его корпуса цилиндрических камер, в ко-
торых размещаются плунжеры 2. Для наглядности на рис. 1.6 се-
чение каждой из гидромашин выполнено двумя плоскостями, про-
ходящими через ось гидромашины и оси двух противоположно рас-
положенных камер.
По мере вращения ротора камеры связываются поочередно с ма-
гистралью высокого 8 и низкого 7 давления через неподвижный рас-
пределительный диск 5, имеющий два дуговых отверстия с углом об-
хвата около 150°, через которые подводится и отводится рабочая
жидкость — масло. Плунжеры прижимаются к наклонной шайбе 1
с помощью пружин 4. При вращении ротора гидромашины Г Ml
плунжеры, обкатываясь по поверхности наклонной шайбы, совер-
шают возвратно-поступательное движение. При этом по мере пере-
мещения плунжера влево рабочая жидкость из бака 6 засасывается
в камеру плунжера. После того как камера практически полностью
заполняется маслом вследствие вращения ротора, она перестает сооб-
щаться с дуговым отверстием распределительного диска магистра-
Рис. 1.6. Принципиальная схема гидравлической передачи
17
ли низкого давления и движется над перемычкой между дуговыми
отверстиями распределительного диска. В следующий интервал вре-
мени камера будет проходить над дуговым отверстием магистрали
высокого давления, при этом плунжер будет перемещаться вправо,
выбрасывая масло в магистраль высокого давления. В конце этого
интервала все масло будет вытеснено из камеры, и она переместит-
ся от дугового отверстия магистрали высокого давления к дугово-
му отверстию магистрали низкого давления, и цикл повторится
вновь.
Подача гидронасоса Г Ml, т. е. объем перекачиваемой жидкости
Ргмь равен сумме объемов жидкости <?гм1, вытесняемых всеми его
плунжерами в магистраль высокого давления за один оборот ротора
машины, умноженной на угловую скорость ротора гидромашины:
^ГМ1 ^ГМ1 ^ГМ1 ^гмь П-2)
где ZrMi — число плунжеров гидромашины ГМ1\ пГМ1 — угловая скорость
ротора ГМ1, равная угловой скорости авиадвигателя, об/мин.
Объем жидкости, вытесняемой плунжером за один оборот,
<?ГМ1 (1.3)
где d — диаметр плунжера; h — ход плунжера.
Как видно из рис. 1.7, ход плунжера
WYrMi,
где D — диаметр окружности, по которой размещены оси плунжеров; у, м) —
угол наклона шайбы гидромашины Г Ml.
Подставляя (1.3) и (1.4) в уравнение (1.2), получим
juPDZrM1 лГМ1 tgyrM1
^гмГ 4 ^гм1 лгм1 *£Тгмь О-5)
где nd'2DZrf^^,A — коэффициент пропорциональности, зависящий от
конструктивных параметров ГМ1.
Как видно из уравнения (1.5), производительность гидронасоса
зависит от угловой скорости вращения его ротора и угла наклона
шайбы тгмь Изменяя угол наклона шайбы, можно управлять про-
изводительностью гидронасоса.
Как уже отмечалось, когда ГМ1 работает в режиме гидронасоса,
Г М2 работает в режиме гидродьигателя. Масло, поступающее
под высоким давлением в камеры ротора ГМ2, соединенные через ду-
говые отверстия распределительного диска 5 с магистралью высокого
давления, прижимает плунжеры к наклонной шайбе.
Сила, действующая на плунжеры,
F -- - рзиР/Ь,
где р — давление масла.
18
Рис. 1.7. Разложение сил в точках касания плунжеров и наклонной
шайбы
В месте соприкосновения плунжеров с наклонной шайбой возни-
кают силы реакции R' и R1' (рис. 1.7). Каждую из этих сил можно
разложить на две составляющие: F\, F?, и Fi, F2. Силы F\ и
F'\ направлены вдоль оси плунжеров и уравновешивают силы дав-
ления рабочей жидкости, поэтому
где рк, Рп — давление соответственно в магистралях высокого и низкого дав-
ления.
Составляющие F'^ и F£ перпендикулярны осям плунжеров и рав-
ны:
nd-
F-I F'l tg ?ГМ2 7ГМ2 Pk-
r> r- // *
F2 4 ^ТгМ2Р“-
Эти силы и создают вращающий момент гидродвигателя, причем,
как это видно из рис. 1.7, силы F2 и F2 создают моменты, направ-
ленные в противоположные стороны. Давление р в может достигать
нескольких десятков мегапаскалей, а ри— значительно меньше.
Поэтому в первом приближении можно пренебречь моментами, соз-
даваемыми силами F"2, и считать, что вращающийся момент созда-
ется только плунжерами, расположенными со стороны магистрали
высокого давления.
Момент, создаваемый плунжером,
/ D \ nd2 D
Mi- F' — sin(|>: Рв—-------—tgYrM2sin<p/. (1.6/
\ X 1 *T £
19
Этот момент изменяется от нуля (при <р -= 0) до Л4тах (при ф=л/2).
При нечетном числе плунжеров пульсации момента меньше, так как
при пересоединении камер от магистрали высокого давления к ма-
гистрали низкого в работе не участвует лишь один плунжер.
Среднее значение момента, создаваемое всеми плунжерами
гидродвигателя,
л
1 Р nd2
МГМ2 = -^"] Рв —£> tg ТГМ2 ZrM2Sin(pd(p--
о
рв d2 D tg ?ГМ2 ZrM2
_--------------------_ kip^ (1.7)
О
d2D tg yrM2 ZrM2 „ , ,
где -- --------------- — постоянный коэффициент, зависящий от кон-
8
структивных параметров гйдромашины.
Если пренебречь потерями в гидромашине, то этот момент будет
создаваться на валу гидродвигателя.
Исходя из условия неразрывности течения жидкости, объем мас-
ла Qtml, подаваемый в единицу времени гидронасосом Г Ml к гид-
родвигателю, равен сумме объемов масла QrM2, проходящего через
гидродвигатель ГМ2 и QyT — утечки масла в магистралях гидро-
передачи вследствие негерметичности соединений ее элементов:
^ГМ1 ~t?pM24Qyi- (1-8)
Утечка масла пропорциональна разности давлений рв и рн, или
QyT '''' ky Рв’ (1’9)
где ky — коэффициент пропорциональности.
Расход масла через гидродвигатель определяется по формуле,
аналогичной (1.5),
^ГМ2 ^ГМ2ПГМ2*§ТгМ2, (1 • 10)
где ИрМ2 — угловая скорость ротора гидродвигателя, об/мин.
Подставив в (1.8) выражения для расходов масла из (1.5), (1.10)
и (1.9), получим
^ГМ1 tg YrMl ПГМ1 ^ГМ2 tg ТГМ2 ПГМ2 + Рв- (111)
Найдя из уравнения (1.7) выражение для рв и подставив его в
(1.11), получим уравнение механической характеристики гидрав-
лической передачи
п ^ГМ1 tg ТгМ! ЯГМ1 ^ГМ2
ГМ2 ^rM2tgYrM2 &ГМ2 tg ?ГМ2
Внешний вид семейства механических характеристик при раз-
личных значениях угла наклона шайбы Г Ml и постоянной скорости
вращения ротора ГМ1 представлен на рис. 1.8.
20
Наклон механической характеристики оценивают жесткостью.
Р д^ТМ2 ^ГМ2 fg ТГМ2
^ЛГМ2
Коэффициент утечки (&у) мал и поэтому гидропередача имеет
высокую жесткость. Характеристики располагаются практически
параллельно оси абсцисс.
На ВС гидропривод используется только в интегральном испол-
нении с дифференциальным редуктором (рис. 1.9). Вал 4 АД свя-
зан с входным валом привода через механизм отключения МО.
Входной вал привода вращает через зубчатую передачу Zt. Z2
ротор гидромашины Г Ml и водило В дифференциального редуктора
ДР. Второй входной вал дифференциального редуктора С связан
через зубчатое колесо Za и наружные зубья вала Z4 с ротором гидро-
машины ГМ2. Выходной вал /, представляющий собой колесо К с
внутренним расположением зубьев (Z8), через муфту свободного хо-
да МСХ соединяется с ротором синхронного генератора СГ. Муфта
свободного хода обеспечивает при необходимости вращение ротора
генератора со скоростью, боллшеи^скоростй" выходного вала приво-
Ж'^аксш^
хронных генераторов, Для изменения угла наклона наклонной шай-
бы Г Ml (угм1) служит гидроцилиндр 3, управление которым осу-
ществляется с помощью золотника и центробежного датчика часто-
ты 2. Последний связан с валом генератора через зубчатую переда-
чу 2g, 2ю.
Блоки 2 и 3 образуют регулятор угловой скорости привода. Для
питания регулятора угловой скорости привода, компенсации уте-
чек в гидромашинах, а также для охлаждения генератора и его
смазки используется единая масляная система, в состав которой
входят шестеренчатые насосы 7, 9, теплообменник 8, циклон 6 и
масляный фильтр 5. Насосы И приводятся во вращение от выходно-
го вала дифференциального редуктора через зубчатую передачу Zft,
Zn. Теплообменник служит для
отвода всех тепловыделений, обра- пгм2
зующихся при работе интегралы
ного привода, и располагается вне его корпуса. Охлажденное масло поступает в циклон 6, где оно от- деляется от воздуха, и подкачиваю- щим насосом 7 через фильтр 5 по- дается потребителям. Насос 9 слу- жит для откачки масла из полости генератора. Механизм отключения позволя- ет отсоединять привод от авиадви- гателя при возникновении аварий- ных ситуаций: чрезмерного уве- }гмг 1 0 л? * ГМ2 Рис. 1.8. Механические характери- стики гидравлического привода 21
личения частоты вращения выходного вала привода и давлении мас-
ла ниже допустимого уровня. Сигнал на отключение привода фор-
мируется системой управления каналом генерирования. Механизм
отключения работает следующим образом (рис. 1.10). При подаче
напряжения на электромагнит 7 шептало 8 выходит из зацепления
с гребнем 2, и он под действием пружины входит в зацепление с
червяком 3. Вследствие вращения валов происходит движение чер-
вяка влево, и полумуфта 5 выходит из зацепления с входным валом.
Для повторного (ручного) подключения привода служит кольцо /,
расположенное снаружи корпуса привода.
В зависимости от угловой скорости о>а.д входного вала привод
может работать в режимах: номинальном (режим прямой передачи),
докрутки и реверса. При номинальном режиме, когда приведенная
к выходному валу привода скорость авиадвигателя равна номиналь-
ной скорости ротора синхронного генератора (wa д — сог), угол нак-
лона шайбы ГМ1 равен нулю (уГМ1 0). Производительность на-
соса равна нулю, а следовательно, угловая скорость ротора Г М2 и
связанного с ним вала С (см. рис. 1.9). также равна нулю. Гидрав-
лическая передача образует так называемый гидравлический замок,
и энергия передается через водило В, зубчатые колеса Z7, Zti к вы-
ходному валу К с минимальными потерями.
В режиме докрутки юа д < w(,. и наклонная шайба Г Ml по-
ворачивается на такой угол уГМ1. чтобы выполнялось условие <ог -
°>а.л * («и. где о)„ угловая скорость ротора гидромашины
Г М2, приведенная к угловой скорости выходного вала привода.
В этом режиме суммируются скорости водила и зубчатого колеса С.
В режиме реверса <оа д >сог. и система регулирования по-
Рис. 1.9. Принципиальная схема интегрального гидромехани-
ческого привода с дифференциальным редуктором
22
Рис. 1.10. Схема механизма отключения
привода:
/—кольцо; 2 — гребень: 3 -- червяк; 4 пру
жина; 5 — кулачковая полумуфта; 6 — входной
вал с полумуфтой; 7 — электромагнит; 8-
шептало
ворачивает наклонную шайбу
Г Ml в противоположную сто-
рону от ее вертикальной оси
и направление вращения ро-
тора Г М2 меняется на обрат-
ное (по сравнению с режимом
докрутки), а скорость выход-
ного вала привода сог =
~ wa. д “ юп-
Гидромеханические при-
воды интегрального испол-
нения имеют мощность до
150 кВт, удельную массу око-
ло 0,5 кг/кВт, к. п. д. приво-
дов составляет 0,85—0,95. Они
устанавливаются на самоле-
тах Як-42, Ил-96-300, Ту-204.
К недостаткам гидравлических ППЧВ относят сложность кон-
струкции, содержащей большое число трущихся деталей и узлов,
работающих при высоких механических напряжениях и требую-
щих высокой точности при изготовлении, жесткие требования к гер-
метичности системы. Для обеспечения рабочего диапазона темпера-
тур 150—350 °C используют специальные агрессивные жидкости,
что усложняет процесс эксплуатации. Стоимость гидравлических
приводов выше стоимости пневматических ППЧВ.
Опыт эксплуатации одного из первых отечественных гидромеха-
нических приводов ГП — 21 на самолетах гражданской авиации по-
казал, что при первоначальной стоимости ГП-21 примерно 86 %
стоимости всех агрегатов системы генерирования на его ремонт в
дальнейшем приходилось 80 % затрат времени и средств, идущих
на обслуживание всей системы электроснабжения.
При эксплуатации гидромеханических ППЧВ при внешнем его
осмотре выявляются: отсутствие повреждений, течи масла, уровень
масла, надежность крепления и контровки трубопроводов, положе-
ние кнопки-сигнализатора засорения фильтроэлемента. Для конт-
роля уровня масла ППЧВ имеют специальное масломерное стекло.
При заправке привода маслом используют фильтр, так как срок
службы привода в значительной степени зависит от чистоты рабочей
жидкости. При работе с приводом должны приниматься меры безо-
пасности ввиду ядовитости рабочей жидкости.
1.4. Пневмомеханический привод
В пневмомеханическом приводе используется энергия сжатого
воздуха, который отбирается от компрессора авиадвигателя. Пре-
образователем энергии сжатого воздуха в механическую энергии»
23
Рис, 1.11 (,'xf'мя привод’. генератора
or Нозд>);.аой т}рбг:-,ы
вращения служит турбина. В
пневмомеханическом приводе
(рис. 1.11) воздух от авиадвига-
теля, имеющий давление и
температуру 7\, поступает на
сопловой аппарат 2 турбины 3.
В сопловом аппарате он расши-
ряется, в результате чего его
теплосодержание падает, а ско-
рость, движения растет. С вы-
хода соплового аппарата воз-
дух, обладающий большой ки-
нетической энергией, поступает
на лопатки рабочего колеса тур-
бины, где его кинетическая энер-
гия преобразуется в работу иа
вал у турбины. Регулировать подачу воздуха на сопловой аппарат
можно с помощью заслонки 1. Теплосодержание воздуха, прошед-
шего через турбину, значительно уменьшается, и в ряде случаев
он используется для охлаждения генератора СГ.
Момент, развиваемый турбиной,
М—; Ьад Qi 'Пе/®т, (1-12)
где — адиабатическая работа воздуха в турбине; (?т— расход воздуха
мере?) турбину; т]е — эффективный к. п д. турбины; шт — угловая скорость
колеса турбины.
Величина зависит от температуры 7\ и давления рг возду-
ха на входе вТбпловой аппарат и от давлё!П!й воздуха на Быходе из
турбины р2. При установившемся режиме работы авиадвигателя
значени^Тгих параметров можно считать неизменными и полагать,
что La> д = /гт =?= const, где kT — постоянный для рассматриваемого
режима полета коэффициент.
Эффективный к.п.д. турбины приближенно можно представить
в виде
т)е” k} шт (1— k2 шт), (113)
где klt kt — постоянные коэффициенты для заданного режима полета.
Расход воздуха через турбину зависит от угла поворота дрос-
сельной заслонки у:
QT-QT(y). (1.14)
Из уравнений (1 12)—(1.14) можно получить
Ат А2 (0т (1 А2 (От) _ ,
М =--------------------Qt
шт
ИЛИ
шт = wX-x [1 (М /Л1Т.п) ] <
ш,. , !/А2 — угловая скорость холостого хода турбины; Мт.п ~
(у) — пусковой момент турбины.
24
Жесткость механических характеристик в относительных.еди-
ницах
Мо ЛИ Мо
Ротн- —---------- ------------------. 0 Ь)
(00 СМО (1)q t^X.x
где Мо, <в0 — некоторые базовые значения момента и угловой скорости.
Как видно из выражения (1.15), жесткость механических харак-
теристик зависит от угла поворота заслонки у (рис. 1.12). Жест-
кость механических характеристик пневмопривода существенно ус-
тупает жесткости гидропривода. Для пневмопривода р1)ти =
= 2-т-4, для гидропривода аотн = 94-12. Малая жесткость харак-
теристик обусловливает небольшое самовыравнивание привода, что
затрудняет регулирование частоты вращения, кроме того, при ма-
лых нагрузках на турбине эффективность действия заслонки умень-
шается .
Пневмомеханический привод может выполняться как >: докрут-
кой, так и с реверсом. Пневматический дифференциальный привод
с реверсом турбины (рис. 1.13) состоит из активной осевой турбины
23, дифференциального редуктора и системы регулирования. Один
входной вал редуктора — солнечная шестерня 20 связана через
шестерни 21 и 22 с валом турбины. Другой входной вал через води-
ло 19 сателлитов 18 соединен рессорой 12 с приводным залом авиа-
ционного двигателя. Выходной вал — колокольная шестерня 17
связана через шестерни 13, 14, 15 с ротором генератора 16.
Постоянство угловой скорости генератора поддерживается регу-
лятором 7. Смазку регулятора обеспечивает маслонасос 8, приводи-
мый во вращение от шестерни 11. При отклонении угловой скорости
от номинального значения регулятор 7 поворачивает регулирующую
заслонку 6 на входе в турбину, изменяя расход воздуха. Привод
включается и отключается пусковой заслонкой «3, перестановка кото-
рой производится по командам блока управлений 5 сервопоршнем 4.
В диапазоне угловых скоростей приводного вала 2745—
4200 об/мин преобразователь работает в режиме докрутки: к валу
генератора мощность Рг подводится через дифференциальный ре-
дуктор от двух источников: рессоры приводного вала 12 (Рад)
и турбины 23 (Рт). При этом для установившегося движения
wr -- 1с.га-д ь>а.д *г гв т<йт,
где tc. Га — передаточное отношение от
вала двигателя к валу синхронного гене-
ратора при остановленной солнечной ше-
стерне; »с.гв.т — передаточное отношение
от вала турбины к валу синхронного гене-
ратора при остановленном водиле.
Если при (оа. д = const нагрузка
генератора увеличивается, то при по-
стоянной угловой скорости турбины
сот необходимо увеличить момент
Рис. 1.12. Механические харак-
теристики пневмопривода
25
। урбины, для чего следует больше открыть заслонку, увеличив
мощность, отбираемую от турбины.
При повышении угловой скорости приводного вала (Pr = const)
угловая скорость турбины, необходимая для поддержания <ог =
- const, должна уменьшаться при а)а.д = 4200 об/мин стать равной
нулю. В диапазоне угловых скоростей приводного вала 4200 —
4360 об/мин турбина работает в режиме тормоза, вращаясь в
обратную сторону и поглощая часть мощности, поступающей от
приводного вала. Поток воздуха через турбину всегда движется
в одном направлении, и угловая скорость генератора для этого
режима определится как о)г = ic>ra< дсоа> д— /с.гв.тют. При увели-
чении угловой скорости вала двигателя необходимо увеличить угло-
вую скорость ротора турбины в обратном направлении. Это дости-
гается прикрытием заслонки.
При полностью закрытой заслонке и дальнейшем увеличении
угловой скорости авиационного двигателя тормозной момент на ко-
лесе турбины становится слишком большим. Для того чтобы можно
было работать и на этом режиме, на колесе турбины установлено
сегнерово колесо 24, уменьшающее момент сопротивления. К колесу
воздух подается через специальный клапан /, управляемый тем же
регулятором 7 через кулачок 2 после полного закрытия регулирую-
щей заслонки 3, Сегнерово колесо создает дополнительный враща-
ющий момент, способствующий преодолению колесом турбины со-
противления воздуха.
Пневматический привод по сравнению с другими видами приводов
имеет более простую конструкцию и вследствие этого более высокую
надежность и меньшую стоимость. Пневмомеханический привод ус-
Рис. 1.13. Принципиальная схема
пневматического дифференциального
привода с реверсом турбины
танавливается на самолетах
Ту-154, Ил-62, -86, -76.
Способ отбора мощности от
двигателя влияет на его топлив-
ную экономичность. Расход топ-
лива при отборе только механи-
ческой мощности от двигателя
будет в 2—3 раза меньше, чем
при отборе эквивалентной мощ-
ности сжатого воздуха от турби-
ны (рис. 1.14), поэтому пневмоме-
ханический привод уступает гид-
роприводу по топливной эконо-
мичности. Как показывают рас-
четы, для дальнего магистраль-
ного самолета Ил-96-300 исполь-
зование пневмоприводов вместо
гидроприводов привело бы к до-
полнительному расходу топлива
в несколько сотен килограммов.
26
Параметры сжатого воздуха,
подаваемого на турбину (р и Т),
меняются при изменении режи-
ма работы авиадвигателя, по-
этому турбина, рассчитанная на
минимальные значения р и Т,
оказывается переразмеренной
для крейсерного режима поле-
та. Удельная масса пневмати-
ческих приводов составляет
1,6—-1,8 кг/кВ-А, к.п.д. дости-
гает значений 0,8—0,85.
На некоторых типах ВС пнев-
мопривод может работать в каче-
стве стартера авиационного дви-
Рис. 1.14. Зависимость удельного рас-
хода топлива от способа отбора мощ-
ности:
/ — отбор сжатого воздуха; 2 —отбор ме-
ханической мощности
гателя, получая при этом сжатый
воздух от наземного источника, или от бортовой вспомогательной
силовой установки. Турбина через редуктор, храповую муфту и
рессору раскручивает компрессор авиадвигателя до необходимой
для запуска частоты вращения. После запуска авиадвигателя его
частота вращения превышает частоту вращения пневмопривода, и
храповая муфта отключает турбину пневмопривода.
Вопросы для самоконтроля
1. Чем вызвана неравномерность вращения генератора при непосред-
ственном приводе его от авиационного двигателя и к каким последствиям она
приводит?
2. Чем отличается дифференциальный привод от привода с полным пре-
образованием энергии?
3. Объясните образование вращающего момента в гидродвигателе.
4. Какие факторы определяют жесткость механической характеристики
гидравлического и механического приводов?
5. В чем преимущества приводов интегрального исполнения?
ГЛАВА 2
РЕГУЛЯТОРЫ ЧАСТОТЫ ВРАЩЕНИЯ СИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
2.1. Требования к точности стабилизации частоты
Точность, с которой стабилизируется частота тока синхронных
генераторов системы электроснабжения, Определяется характери-
стиками приемников электрической энергии ВС. Приемники элект-
рической энергии переменного тока по-разному реагируют на воз-
можные отклонения частоты от своего номинального значения.
27
Рис. 2.1. Пределы допустимых значе-
ний частоты в переходных режимах:
1, 4 — ненормальный режим; 2, 3 — нор-
мальный режим
Электрообогревательное, проти-
вообледенительное оборудование
не критично к колебаниям ча-
стоты, а пилотажно-навигацион-
ные приборы, элементы систем
автоматического управления,
напротив, не допускают откло-
нения частоты более чем на не-
сколько процентов.
Повышение точности стаби-
лизации частоты, с одной сторо-
ны. повышает надежность функ-
ционирования приемников элект-
рической энергии, облегчает
процесс синхронизации генера-
торов при переводе их на параллельную работу, но, с другой
стороны, усложняет систему электроснабжения, повышает ее стои-
мость. Большинство приемников электрической энергии удовлет-
ворительно работает при отклонении частоты в пределах ±5% ее
номинального значения 400 Гц, поэтому этот диапазон изменения
частоты принят за стандартный.
Основным документом, регламентирующим параметры качества
электрической энергии (допустимые отклонения частоты, напряже-
ния, модуляции и др.), является ГОСТ 19705—81. Согласно ГОСТу
частота в установившемся режиме работы системы электроснабжения
равна 380—420 Гц, а при работе от аварийных источников электро-
энергии — 360—440 Гц. Стандартом также оговариваются требова-
ния к частоте на период переходных процессов, обусловленных ком-
мутацией (до 160 % номинальной мощности системы). Частота тока
в системе при переходных режимах должна укладываться в пределы
2, 3 (рис. 2.1) при нормальной или частичной работе системы элект-
роснабжения или в пределы /, 4 при ненормальной работе. При этом
под частичным режимом работы понимают такой режим работы, при
котором система электроснабжения не в состоянии отдавать необхо-
димую мощность, вследствие чего отключается часть приемников
электроэнергии, и продолжается питание остальных приемников от
оставшихся исправных источников электроэнергии, установленных
на маршевых двигателях или (и) ВСУ. Ненормальный режим рабо-
ты системы электроснабжения может возникнуть вследствие внезап-
ной потери или ухудшения управления этой системой.
В тех случаях, когда требуется большая точность поддержания
частоты, используют отдельные статические или электромашинные
преобразователи либо преобразователи, встраиваемые непосредст-
венно в приемники электрической энергии.
Технические возможности современных систем электроснабже-
ния обеспечивают стабилизацию частоты с погрешностью 1—2 %
ее номинального значения.
28
2.2. Грубый и точный каналы регулирования частоты
Частота тока синхронного генератора f зависит от угловой скоро-
сти его ротора а> и числа пар полюсов р: f = рш/2л. Ротор синхрон-
ного генератора приводится во вращение от выходного вала ППЧВ,
поэтому для стабилизации частоты тока стабилизируют угловую ско-
рость выходного вала ППЧВ. Для этого привод постоянной частоты
вращения имеет регулятор угловой скорости (рис. 2.2), в состав ко-
торого входит измерительный орган ИО, усилительное <У<У и испол-
нительное устройства ИУ. Исполнительное устройство воздействует
на регулирующий орган привода — наклонную шайбу в гидромеха-
ническом приводе или на заслонку в пневмомеханическом приводе.
Измерительный орган формирует сигнал, пропорциональный откло-
нению текущей угловой скорости выходного вала ППЧВ от ее задан-
ного значения. Этот сигнал усиливается и подается на исполнитель-
ное устройство, в результате чего угол наклона шайбы привода
или заслонки меняется, а отклонение частоты вращения выходного
вала от своего заданного значения уменьшается.
Для повышения точности система стабилизации частоты содер-
жит два канала: грубый / и точный 11. Измерительный орган гру-
бого канала связан с выходным валом ППЧВ, поэтому грубый канал
регулирования называют также регулятором угловой скорости
ППЧВ. В качестве измерительного органа грубого канала использу-
ется центробежный тахометр либо тахогенератор. Грубый канал
обеспечивает стабилизацию угловой скорости выходного вала
ППЧВ с погрешностью ± (1—5) %.
Измерительный орган точного канала подключается к выходу
синхронного генератора СГ и реагирует непосредственно на откло-
нение частоты тока. Измерительный орган выполняется на более
чувствительных элементах: резонансных контурах, полосовых
фильтрах или фазовых дискриминаторах. Точный канал уменьшает
погрешность стабилизации частоты до 0,25 %, т. е. он осуществля-
ет коррекцию частоты, поэтому этот канал называют также коррек-
тором частоты. На регуляторы частоты возлагаются функции равно-
мерного распределения активной нагрузки между параллельно ра-
ботающими генераторами. Для этого корректоры регуляторов обо-
рудуют, помимо датчиков ча-
стоты, еще и датчиками откло-
нения активной мощности гене-
ратора от ее среднего значения
для всех параллельно работаю-
щих генераторов.
Каждый из каналов, помимо
измерительного органа, содер-
жит усилительное устройство и
исполнительное устройство. Уси-
лительные устройства в грубом
Рис. 2.2. Структурная схема регуля-
тора частоты вращения
29
кайале регулирования могут быть гидравлическими, электрогидра'
лическими или электромеханическими. В корректорах использу*
ют магнитные или транзисторные усилители. В качестве исполни-
тельных устройств в грубом канале применяют гидравлический сер-
водвигатель, а в точном — электродвигатель или электромагнит.
Как для пневмомеханических, так и для гидромеханических
приводов в грубом канале чаще всего используют центробежно-гид-
равлические регуляторы скорости (рис. 2.3). Измерительный орган
регулятора — центробежный тахометр /— приводится во враще-
ние от выходного вала ППЧВ с угловой скоростью ы. С увеличе-
нием скорости грузики 2 тахометра расходятся, перемещая при этом
шток 5 тахометра вправо. Со штоком тахометра связаны поршни
4 золотника 5. Золотник является усилительным устройством. ре-
гулятора и имеет три полости, связанные с магистралями высо-
кого рв и низкого рн давления. При перемещении поршней золоти
ника вправо рабочее тело (масло) поступает в правую полость сер-
вомотора 6, а левая полость сервомотора соединяется с магист-
ралью низкого давления. В результате разности давлений поршень
сервомотора перемещается влево, закрывая при этом заслонку, ре-
гулирующую подачу воздуха на турбину. С уменьшением частоты
вращения грузики 2 сходятся и под действием пружины 7 поршни
золотника будут перемещаться влево.
Поршень сервомотора будет перемещаться до тех пор, пока порш-
ни золотника не займут снова нейтрального положения, перекрыв
доступ рабочего тела в сервомотор. Поршень имеет жесткую отрица-
тельную обратную связь с золотником при помощи рычага 8, При
отсутствии обратной связи поршни золотника заняли бы нейтраль-
Рис. 2.3. Кинематическая схема регулятора частоты с центро-
бежным тахометром
30
ное положение лишь тогда, когда скорость выходного вала ППЧВ
станет равной первоначальному, заданному значению, т. е. система
регулирования была бы астатической. Однако при этом не всегда
удается обеспечить устойчивость системы и поэтому используют от-
рицательную обратную связь. При этом поршни золотника будут
занимать нейтральное положение при угловой скорости выходного
вала, несколько отличной от номинальной, т. е. появится ошибка
регулирования. Для подстройки номинального значения угловой
скорости, стабилизируемой приводом, регулируют силу сжатия
пружины 7. Корректор частоты также воздействует на пружину
путем перемещения платформы 9, на которую опирается пружина.
Уравнение грубого канала. Введем обозначения: у — перемеще-
ние штока центробежного тахометра; z — перемещение поршня сер-
вомотора; х — перемещение поворотного рычага жесткой обратной
связи; I — перемещение платформы корректором. Центробежный
тахометр является колебательным звеном и описывается уравнением
d2 у dy
т ,,2 + г ~ Fц— Fпр FOrC-Fс т ,
d/2 dt
(2.1)
где т — масса подвижных частей, приведенная к координате перемещения
тахометра; Рц — сила, создаваемая центробежным тахометром; г — коэффи-
циент вязкого трения; FC<T — сила сухого трения; Fnp — Fnp (у, /) — сила
противодействующей пружины, зависящая от перемещения штока центро-'
бежного тахометра у и от перемещения основания поворотного рычага /;
Foc -- Foc (х, у) —сила противодействующей пружины, связывающей зо-
лотник с рычагом обратной связи.
Сила, создаваемая центробежным тахометром,
Гц-2/пг(02Р, (2.2)
где тг — масса грузов маятника; р — расстояние от центра тяжести грузов
до оси тахометра.
Величина р может быть выражена через у, поэтому уравнение
(2.2) можно записать в виде £ц = (<о, у). Сила сухого трения
Fc.r незначительна и ею можно пренебречь, так как для ее уменьше-
ния обойму золотника выполняют вращающейся. Исследования по-
казывают, что силы инерции и вязкого трения малы, и в первом при-
ближении ими также можно пренебречь, тогда уравнение (2.1)
запишется
Fпр+ Fо.с- Fj|.
(2.3)
В малых приращениях с учетом принятых направлений осей ко-
ординат у, х, z (см.рис. 2.3) уравнение (2.3) примет вид
/ д^пр \ . (dFav\ { dF0.c \ t
.... Г Ду.- .AZ + ——)Ду—
\ ду / \ д1 / \ д1 /
dF о.с
дх
\ ж / dF„ \ / dFn \
I Ах — -----) Дю 4-1----- Ду,
/ \ ды ) \ ду ) *
31
или
Ар- йрАсоЧ ki &l-]-kx Ax, (2.4)
, 1 PM >. 1 / dFnp \ , 1 / dFo.c \
rue kn -— ------ ; ki~~~----- ----— I; kx ----- ----- ;
ky \ дю ) ky \ dl ) ky \ dx /
ь _( dFnp \ u / dFo C \ / dFц \
y \ dy / ' \ dy } \ dy /
Расход жидкости в единицу времени через серводвигатель про-
порционален площади сечения, открываемого золотником в каналах
гидроцилиндра, и квадратному корню из перепада давлений
(Урв — рн) в магистралях высокого и низкого давления:
dz , , ,-----
— — dS3 у рв—рн> (2.5)
at
где Зц — площадь поршня сервомотора; З3 — площадь проходных отверстий
золотника; d — коэффициент пропорциональности.
Допустим, что при малых перемещениях штока золотника пло-
щадь проходных отверстий золотника З3 пропорциональна у, тогда
уравнение (2.5) в малых приращениях принимает вид
dz
—— — — k2\y, (2.6)
где k2 — коэффициент пропорциональности.
Как следует из уравнения (2.6), гидроцилиндр при принятых до-
пущениях представляет собой интегрирующее звено.
С движением сервопоршня связано изменение угла дроссельной
заслонки у или угла наклонной шайбы. В малых приращениях
связь между перемещением штока сервопоршня и управляющего
элемента у может быть записана как
Ay=&3Az, (2.7)
где k3 — коэффициент пропорциональности.
Связь между деформацией пружины Дх, вызванной действием
жесткой обратной связи, и перемещением штока сервомотора Ди
можно представить в виде
Ax = ki hz,
где kt — коэффициент пропорциональности.
Разрешая уравнения (2.4), (2.6) — (2.8) относительно
лучим уравнение грубого канала регулирования частоты
/ 1 I Л А ^3 . ^3 . ;
--------р-ф 1 Ду — —-----— Aw — ——— А /.
\ kx k2 J kx k& kx «4
В относительных приращениях уравнение (2.9) запишется так:
(ТаР \ \jO.,-kvv-k^, (2.10)
(2.8)
Ду, по-
(2.9)
52
Рис. 2.4. Принципиальная схема корректора частоты вращения
где Та = l/£x&Je2 — постоянная времени регулятора по грубому каналу;
kv = — коэффициент усиления грубого канала регулирования
частоты вращения; = kil0k3lkxkty0 — коэффициент передачи сигнала от
корректора; v = Дю/ю0—относительное изменение угловой скорости;
о — Ду/уо — относительное перемещение управляющего устройства привода;
£ = Д///о — относительное перемещение шайбы червячного редуктора коррек-
тора.
Для по-
вышения точности стабилизации угловой скорости применяют кор-
ректоры частоты.
Уравнение корректора частоты. Измерительный орган коррек-
тора (рис. 2.4) состоит из двух резонансных контуров: L2C2.
Резонансная частота настройки первого контура несколько выше
номинального значения стабилизируемой частоты /н, а частота на-
стройки второго контура ниже номинального значения (рис. 2.5).
Напряжения на индуктивных элементах и L2 пропорциональны
токам /х и 12, протекающим по резонансным контурам, и, следова-
тельно, напряжение, снимаемое с одинаковых резисторов и
/?2((/у) (см. рис. 2.4) будет пропорционально разности токов конту-
ров /х и /2. При небольших отклонениях от частоты /н разность токов
линейно зависит от частоты, поэтому и напряжение на выходе изме-
рительного органа будет пропорционально отклонению частоты ге-
нератора от /н:
&Uf = kf&f, (2.11)
где kj — коэффициент пропорциональности.
Сигнал Uf поступает на магнитный усилитель AM, где он уси-
ливается. Выход магнитного усилителя подключен к обмотке уп-
равления конденсаторного асинхронного двигателя М, вторая
обмотка которого шв питается от синхронного генератора СГ че-
рез фазосдвигающий конденсатор СЗ. Конденсаторный двигатель
через червячный редуктор Р воздействует на платформу Ш (см. рис.
2 Зак. 2261 33
Рис. 2.5. Характеристики резонансных
контуров корректора
рис. 2.3, поз. 9), изменяя тем
самым степень сжатия пружины
центробежного регулятора.
Корректор частоты также
используется при параллельной
работе синхронных генераторов.
Для этого магнитный усилитель
корректора имеет добавочную
обмотку управления, на кото-
рую поступает сигнал Ua, про-
порциональный отклонению ак-
тивной мощности генератора от
среднего значения активной мощ-
ности всех параллельно рабо-
тающих генераторов. Этот сиг-
нал формируется измерителем
активной мощности И AM и подается на магнитный усилитель толь-
ко при параллельной работе генераторов. Под действием сигнала
U& перемещается регулирующий орган привода (заслонке или на-
клонная шайба), в результате чего нераномерность загрузки гене-
раторов активной мощностью уменьшается.
С учетом наличия двух управляющих сигналов на вход магнит-
ного усилителя его уравнение в малых отклонениях имеет вид
(Ту Р+1) А(/у=Ау A(// + fea \ua,
(2.12)
где Ту — постоянная времени магнитного усилителя; ky — коэффициент
усиления по каналу регулирования частоты; ka — коэффициент усиления по
каналу распределения активных нагрузок между параллельно работающими
генераторами.
Приближенно можно считать, что угловая скорость <од конден-
саторного двигателя пропорциональна напряжению Uy на зажимах
обмотки управления wy магнитного усилителя:
Д(0д=6дЛ(/у, (2.13)
где Ад — коэффициент пропорциональности.
Асинхронный двухфазный двигатель можно считать интегрирую-
щим звеном, полагая, что
dA/
dt
— Ар АсОд,
(2-14)
где Ао)д = АдА(7у; Ар — коэффициент редукции редуктора; А/ — перемеще-
ние шайбы Ш.
Из уравнений (2.11)—(2.14) можно получить уравнение коррек-
тора относительно AZ. С учетом того, что Ту мало и им можно пре-
небречь,
dAI
Ар Ад dt
— Ау kf + Aa At/a,
1
34
или в относительных приращениях
^p^^v + ^Ua. (2.15)
19
где 7\ — . — коэффициент, характеризующий время перекладки шайбы
5 Кр«д
корректора из одного крайнего положения в другое; -- kaU&0 — коэффи-
циент, характеризующий эффективность влияния системы распределения ак-
тивных нагрузок между генераторами на перемещение золотника регулятора;
~ ^yfy to — коэффициент, характеризующий эффективность влияния
точного канала регулирования на перемещение золотника; £=Д///0 —отно-
сительное перемещение шайбы червячного редуктора корректора; v — Д/7/g ~
= Дю/ю0 —относительное изменение частоты тока; иа -- Д(7/(7ао —отно-
сительное изменение сигнала измерителя активной мощности.
В современных интегральных гидромеханических приводах ре-
гулятор угловой скорости (грубый канал) позволяет стабилизизи-
ровать частоту синхронного генератора с погрешностью не более
±1 %, поэтому корректор частоты для таких приводов (рис. 2.6)
используется только для синхронизации генераторов перед их вклю-
чением на параллельную работу и для выравнивания активных на-
грузок между параллельно работающими генераторами. Входными
сигналами корректора являются: сигнал с устройства синхрониза-
ции УС генераторов и сигнал с измерителя активной мощности
ИАМ, а исполнительным элементом корректора служит катушка
электромагнита ЭМ (рис. 2.7). В качестве грузов центробежного та-
хометра используют постоянные магниты. Положение штока центро-
бежного тахометра зависит от частоты вращения выходного вала
ППЧВ и от значения тока t3M, протекающего по обмотке электро-
Рис. 2.6. Схема корректора интегрального гидромеханического
привода
2* 35
магнита. Изменяя ток в обмотке электромагнита, можно выравни-
вать частоты генераторов перед их включением на параллельную
работу или перераспределять активную мощность между параллель-
но работающими генераторами.
В состав схемы рис. 2.6 входят: генератор пилообразного напря-
жения ГП, компаратор /(, реверсивный усилитель мощности, вы-
полненный на транзисторах VT1 — VT5. Компаратор имеет два
входа А и В и два выхода D и С и реализует следующую функцию:
U D~
I,
о,
где UА, Uв, Uc, UD — напряжения на соответствующих входах и выходах
компаратора.
Измеритель активной мощности и устройство синхронизации не
работают одновременно, поэтому для режима выравнивания актив-
ных нагрузок
где [/п1 и С/п2 — напряжения на выходах генератора пилообразных сигна-
лов; Ua — напряжение на выходе ИАМ.
Сигнал на выходе компаратора будет иметь вид прямоугольных
импульсов (рис. 2.8), причем при изменении значения (7а коэффи-
циент заполнения импульсов у = ta/T будет меняться, т. е. компара-
тор и генератор пилообразного сигнала образуют широтноимпульс-
ный модулятор. На рис. 2.8, а, б показаны соотношения между сиг-
Рис. 2.7. Электромагнитный корректор
частоты
налами схемы для двух различ-
ных значений сигналов с дат-
чика ИАМ.
В момент появления импуль-
сов на выходе UD (см. рис. 2.6)
открываются транзисторы VT4,
VT3, а при появлении импуль-
сов на Uc — транзисторы VT2,
VT5. Полагая, что индуктив-
ность катушки электромагнита
достаточно велика, t9M = U/R X
Х(2у — 1), где U — напряже-
ние питания усилителя; R —
сопротивление катушки электро-
магнита.
Широтно-импульсный моду-
лятор и усилитель мощности
можно рассматривать как про-
порциональное звено. Поло-
36
Рис. 2.8. Эпюры сигналов на элементах корректора
жение штока центробежного тахометра I I (со, t3M), а
Для режима синхронизации в управлениях корректора следует
заменить переменную Ua на соответствующий сигнал, снимаемый с
выхода активного синхронизатора.
2.3. Привод постоянной частоты вращения
как объект регулирования частоты
Для исследования статики и динамики процессов регулирования
частоты генераторов необходимо иметь дифференциальные уравне-
ния элементов системы регулирования. Характер процессов зависит
от свойств объекта регулирования — привода постоянной частоты
вращения. В общем случае процесс регулирования частоты связан с
процессом регулирования напряжения синхронного генератора,
т. е. система генератор — привод является двухмерной системой ре-
гулирования. Для агрегата, состоящего из привода и синхронного
генератора, уравнение равновесия моментов на валу имеет вид
db)
Мпр = Мг + 7—, (2.16)
где Л1пр — момент, развиваемый ППЧВ; Мг — момент нагрузки, создавае-
мый генератором; / — момент инерции всех вращающихся частей, приве-
денный к валу генератора; (о — угловая скорость выходного вала ППЧВ.
37
Момент, создаваемый приводом, зависит от угловой скорости
авиационного двигателя <оа д, угловой скорости выходного вала
ППЧВ (о и от углового положения регулирующего органа у (угла
наклона управляемой шайбы гидронасоса гидравлического ППЧВ
или угла поворота дроссельной заслонки пневматического приво-
да):
Мир “Л)пр (соа.д• <°) • (2.17)
Момент нагрузки синхронного генератора зависит от его актив-
ной мощности Рл и угловой скорости вращения gQ -
Мг-Ра/®. ь (2.18)
Если полагать, что нагрузка генератора носит активно-индук-
тивный характер, причем индуктивность и активное сопротивление
R подключены параллельно, то уравнение (2.18) можно записать
В в1*Де М , Н V + J
Л1г- У2/(Ло). 1 (2.19)
где U — напряжение на зажимах генератора.
Уравнения (2.16), (2.17), (2.19) являются нелинейными, что
затрудняет их анализ. Но если рассматривать процесс в квазиуста-
новившемся режиме, т. е. когда отклонения всех переменных незна-
чительны от их установившегося значения, то уравнения (2.16),
(2.17), (2.19) можно заменить приближенными линейными.
Тогда уравнение (2.16) примет вид
,, , dAw
АМ„Р АЛ4гТ / —, (2.20)
уравнение (2.17)
АМПр “ I Aw И 7 I Л? I I ~ I Аша д,
\ дм / \ су / \ дюа.д /
(2.21)
а уравнение (2.19)
АМГ
А/?,
(2.22)
/ <)/Иг
где ——
\ дм
Щ___
Ro dU
дМг \ 2Up / дМг
\ &R
too Ro
Индекс «о» соответствует значению параметра в установившемся
режиме.
Подставляя (2.22) и (2.21) в (2.20), получим
dAw
/-----
dt
дм
dMnp
дм
2С/0
Ay-1 —\U i
Ro wo
Ц> A n / dMnp \
- D> "I I I •
(o(l R(i \ дма д /
(2.23)
38
Уравнение (2.23) можно представить в безразмерной форме, разде-
лив правые и левые его части на установившееся значение момента.
(И п₽о —; Мгр — М 0 -
U 2
wo Ro
После соответствующих преобразований
/too o)q ( дМг \ mYo
' ~4— ———I -- —— ।. I —
Мо dt Мо \ дш д(о J Мо ду
—2u4-p4
^а.д.о дМпр
Af0 д®а.д
va.fl,
(2.24)
где v — Д<о/юо — относительное изменение угловой скорости выходного вала
ППЧВ; о — Ду/Уо — относительное изменение положения регулирующего
органа; и ~ \U/Un—относительное изменение напряжения генератора;
р = Д/?//?о —относительное изменение активного сопротивления нагрузки;
уа.д = А(оа д (оа до — относительное изменение возмущающего воздействия —
угловой скорости авиационного двигателя.
В операторной форме при нулевых начальных условиях уравн^
ние (2.24) записывается в виде
(TMP4-SM) v = Ma~2u4-p4-kva.n, (2.25)
«о I dMr
где T,f ^/(Dn M0 — постоянная времени привода; —I————-—c —
Mo \ да дш /
Yo дЛ4пр
коэффициент самовыравнивания привода; N - -ду---— коэффициент
, “а.до дМпр
усиления привода по параметру управления; Л = ----- —---- — коэф-
Л*о <?“а.д
фициент, характеризующий влияние возмущающего воздействия.
Коэффициент самовыравнивания SM характеризует статическую
устойчивость привода. При SM >0 привод постоянной скорости
статически устойчив.
Рис. 2.9. Зависимость момента привода и генератора от угловой скорости:
а — Sm>0; б — .S'm = 0; в Sm<0
39
Рассмотрим несколько вариантов взаимного расположения ме-
ханических характеристик генератора и привода (рис. 2.9). Точка
т на этих графиках характеризует равновесное состояние, когда
МПр (о>) =• Мг (со) = Мо. На рис. 2.9, а показан случай, когда
SM >0. При случайном увеличении угловой скорости на величину
Дм момент привода Мпр становится меньше момента нагрузки Д4Г,
создаваемого генератором (Мг >Л1пр), и привод притормаживается
до тех пор, пока угловая скорость не достигнет значения (оо. При
уменьшении угловой скорости на А<о Л1г<;Л1пР, и привод будет
разгоняться до тех пор, пока не наступит первоначальное состояние
равновесия ю0, Мо.
На рис. 2.9, б изображено соотношение характеристик, соответ-
ствующее Зм = 0. Как следует из уравнения (2.25), в этом случае
привод представляет собой интегрирующее звено, у которого нет
положения устойчивого равновесия. Для расположения кривых мо-
ментов привода и генератора (рис. 2.9, в, Хм < 0) любое отклонение
угловой скорости от своего значения при равновесном состоянии (о0,
Мо приводит к нарушению устойчивости системы; при случайном
небольшом увеличении угловой скорости Л1Пр< Мг, и скорость
продолжает расти; при ее уменьшении Мпр < Л4Г угловая скорость
продолжает уменьшаться и привод останавливается, т. е. система
находится в неустойчивом состоянии.
Из приведенного анализа следует, что с точки зрения устойчиво-
сти системы регулирования частоты предпочтительно иметь ППЧВ
с жесткими механическими характеристиками.
2.4. Анализ статики и динамики
процессов регулирования частоты
Для оценки динамических и статических характеристик системы
регулирования частоты (время переходного процесса, погрешность
в установившемся режиме и др.) анализируется математическая мо-
дель системы. В процессе анализа выявляют влияние отдельных эле-
ментов системы регулирования на ее устойчивость, определяют об-
ласти возможных значений ее параметров, а также их значения,
обеспечивающие высокое качество переходных процессов.
Проведем анализ системы регулирования частоты, имеющей точ-
ный и грубый каналы регулирования, при одиночной работе син-
хронного генератора. Уравнение объекта регулирования, состояще-
го из синхронного генератора и ППЧВ, согласно (2.25) имеет вид
(Т'мР+Sm) v = Na—2ир + ^va>a. (2.26)
Грубый и точный каналы регулирования описываются уравнениями
(2.10) и (2.15);
(Top+l)G.---kvv-kil-, (2.27)
(2.28)
40
va
Рис. 2.10. Структурная схема системы регулирования частоты вращения син-
хронного генератора
Уравнениям (2.26) — (2.28) соответствует структурная схема,
приведеннаая на рис. 2.10.
Процесс регулирования частоты протекает значительно медлен-
нее, чем процесс регулирования напряжения, поэтому систему регу-
лирования частоты в ряде случаев можно рассматривать как одно-
мерную, полагая, что и = 0, т. е. частота регулируется при посто-
янном напряжении генератора.
Исключив из системы уравнений (2.26) — (2.28) о и 8, получим
уравнение стабилизации угловой скорости
[Гм Та Tg р* + Tg (Та SM + Гм) р* 4- Tg (Ж. + 5М) Р +
+ ka] V -= Tg р (Та р+ 1) (р + Ж.д). (2.29)
Для оценки устойчивости системы воспользуемся критерием
Гурвица. Характеристическое уравнение системы имеет вид
Тм та Tg р* + (То SM -U Тм) Р2 + Tl (Nkv +
-^S^p + Nk^ 0. (2.30)
Для системы третьего порядка необходимыми условиями устой-
чивости являются требования положительности всех коэффициен-
тов характеристического уравнения и выполнения неравенства
Г| (TM + SM то) (У^ + 5М) > Тм то TgNkt (2.31)
Первое условие устойчивости требует положительности коэффи-
циентов уравнения (2.30). Так как Nhv 4> SM, то это условие сво-
дится к неравенству
ГМ>-5МТО. (2.32)
41
Коэффициент самовыравнивания для пневмопривода может
быть отрицательным при максимальной угловой скорости авиадвига-
теля. Для выполнения условия (2.32) необходимо увеличивать Тм
или уменьшать Та, однако увеличение постоянной привода приведет
к затягиванию переходного процесса.
Неравенство (2.31) можно записать так:
/1 1 \
I ~г- i *^м ~~ I (Nkv SM) > — . (2.33)
\ ст 1 м / ' £
Из формулы следует, что повышение коэффициента усиления систе-
мы Nkik^ снижает запас устойчивости, а уменьшение постоянных
времени привода Тм и регулятора Та увеличивает устойчивость
системы. Из (2.33) также следует, что наличие точного канала регу-
лирования частоты (7\ =И=оо) приводит к ухудшению динамических
свойств системы регулирования. Для расширения области устойчи-
вости желательно увеличивать время перекладки шайбы исполни-
тельного двигателя 7Y но увеличение 7^ приводит к затягиванию
переходного процесса.
Постоянные времени пневматических приводов лежат в преде-
лах: Тм — 1,5—3 с; Та ~ 0,34-0,8 с; 7\ 0,14-0,3 с. Коэффици-
ент самовыравнивания на номинальных режимах работы авиадви-
гателя SM = 0,84-1,5. Для гидромеханических приводов Тм
= 0,54-0,8 с, а значения Та и 7\ примерно те же, что и для
пневматических приводов. Благодаря тому что постоянная времени
гидромеханических приводов меньше, чем у пневмоприводов, они
обеспечивают более высокое быстродействие системы регулирова-
вания частоты.
На рис. 2.11, а приведена осциллограмма переходного процесса
по частоте для пневмопривода при подключении к генератору по-
ловины его номинальной активной нагрузки. На рис. 2.11, б по-
казан процесс регулирования частоты интегрального гидромехани-
ческого ППЧВ при возникновении трехфазного короткого замыка-
ния синхронного генератора и его отключении.
Для оценки влияния параметров системы на точность регулиро-
вания в установившемся режиме положим в уравнении (3.29)
Рис. 2.11. Переходные процессы регулирования частоты
42
р = 0 (t = оо). Из уравнения следует, что статическая ошибка ре-
гулирования частоты v = 0, так как в системе используется инте-
грирующее звено — конденсаторный двигатель. Однако в действи-
тельности статическая ошибка отлична от нуля и составляет при-
мерно 0,25 %. Это объясняется тем, что при выводе уравнения точ-
ного канала регулирования не учитывался момент трогания конден-
саторного двигателя. При отсутствии точного канала статическая
ошибка
/
Р'3~ У'а.д
(2.34)
Статическая ошибка в реальных системах составляет 1—5 %.
При выводе уравнений (2.26)—(2.28) не учитывался ряд факто-
ров, которые имеют место в реальных системах: наличие люфтов в
звеньях пневмо-и гидромеханических передач; влияние сжимаемо-
сти жидкости под действием находящегося в ней воздуха; наличие
трения между элементами ППЧВ; действие вибрации, температуры
и т. д. Поэтому в реальных системах стабилизации частоты для по-
вышения точности и устойчивости процессов регулирования могут
устанавливаться дополнительные корректоры, обратные связи, демп-
феры.
Применяемые в системах регулирования частоты генераторов
переменного тока регуляторы и их корректоры поставляются в от-
лаженном состоянии и в процессе эксплуатации не требуют допол-
нительной регулировки.
Вопросы для самоконтроля
I. В чем заключается принципиальная разница между регулятором уг-
ловой скорости и регулятором частоты тока?
2. Чем определяется статизм регулятора угловой скорости?
3. Чем вызвана необходимость в применении корректоров частоты и от
чего зависит погрешность корректоров частоты?
4. Изменится ли статическая ошибка регулирования угловой скорости,
если устранит!, связь поршней золотника с гидравлическим сервомотором?
5. Как влияют постоянные времени регулятора угловой скорости и кор-
ректора частоты на переходный процесс?
6. Что такое коэффициент самовыравнивания и от чего он зависит?
7. Какой элемент центробежно-гидравлического регулятора угловой
скорости делает этот регулятор статическим?
8. Будет ли изменяться коэффициент заполнения импульсов при измене-
нии частоты генератора пилообразного напряжения в корректорах частоты
интегральных ППЧВ?
9. Как влияет коэффициент редукции исполнительного двигателя кор-
ректора частоты на область устойчивости регулирования частоты?
43
ГЛАВА 3
РЕГУЛЯТОРЫ НАПРЯЖЕНИЯ АВИАЦИОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
3.1. Требования к точности поддержания напряжения
В процессе эксплуатации ВС возмущения, действующие в систе-
ме электроснабжения, обусловлены изменениями нагрузки и часто-
ты вращения генераторов. Эти возмущающие воздействия приводят
к отклонениям напряжения генераторов от установленных значе-
ний. Напряжение генератора должно стабилизироваться с задан-
ной точностью при изменении нагрузки от нуля до номинальной.
Диапазон изменения частоты вращения генераторов постоянного то-
ка и генераторов переменного тока переменной частоты составляет
1,2—2,5, а иногда и больше. Согласно ГОСТ 19705—81 при указан-
ном диапазоне изменения нагрузки в СЭС с генераторами перемен-
ного тока постоянной частоты установившиеся значения напряжения
фазы должны соответствовать значениям, указанным в табл. 3.1.
Для систем постоянного тока установившиеся значения напряже-
ния в нормальных режимах на клеммах приемника составляют
24 — 29,4 В, в точке регулирования в системе с регулируемым ис-
точником — 27—29 В; в точке подключения нерегулируемого вы-
прямительного устройства — 25,4—29,4 В. При нормальных комму-
тационных режимах кривая переходного процесса, представленная в
виде приведенных переходных напряжений, при изменениях на-
грузки от 10 до 160 % номинальной мощности должна укладывать-
ся в диапазон значений, указанных для систем переменного тока на
рис. 3.1.
Приведенными переходными напряжениями называются одиноч-
ные прямоугольные импульсы напряжения постоянного тока и оди-
ночные пачки синусоидальных кривых напряжения переменного
тока с прямоугольными огибающими, которые по своим электриче-
скому и тепловому воздействиям на оборудование эквиваленты воз-
Т а б л и ц а 3.1
Точка измерения Напряжение фазы, В Среднее значение напряжения трех фаз, В
Режим работы системы
нормаль- ный ненор- мальный аварий- ный нормаль- ный ненор- мальный аварий- ный
На приемнике В точке регули- рования 108—119 97—134 102—124 115—119 101 — 132 110—122
44
действию переходных напряже-
ний со сложными формами кри-
вых переходного процесса при
постоянном токе и сложными
формами огибающих при пере-
менном.
В процессе развития систем
электроснабжения наблюдается
тенденция к ужесточению тре-
бований к точности поддержа-
ния напряжения. Увеличение
точности стабилизации напря-
жения ведет к повышению
надежности работы оборудова-
ния и снижению массы системы
Рис. 3.1. Пределы допустимых значе-
ний ступенчатой характеристики пере-
ходного напряжения СЭС переменно-
го тока
электроснабжения вследствие уменьшения массы сети: чем точнее
работает регулятор напряжения, тем на большую потерю напряже-
ния можно рассчитывать сеть, а следовательно, сечение проводов и
масса сети оказываются меньшими. Уменьшение ошибки регулиро-
вания напряжения с ±2 до ± 1% позволяет уменьшить массу обо-
рудования на 2—4 %. Об экономическом значении снижения массы
бортовых систем свидетельствует, в частности, то обстоятельство,
что при выпуске 1000 ВС дополнительный доход составляет 5,5 млц.
руб., если масса оборудования на одном ВС уменьшается всего лишь
на 1 кг.
Кроме требований к точности стабилизации напряжения и к ка-
честву переходных процессов, накладываются ограничения на моду-
ляцию напряжения фазы и коэффициент формы кривой в установив-
шемся режиме работы. Модуляцией напряжения называют периоди-
ческое или случайное изменение амплитуды напряжения переменно-
го тока относительно ее среднего уровня во время установившегося
режима работы. Модуляцию оченивают разностью наибольшего и
наименьшего значений огибающей кривой напряжения, построен-
ной по амплитудным значениям фазного напряжения за время не ме-
нее 1 с. Модуляция не должна превышать 3,5 В.
Коэффициент искажения формы кривой напряжения в устано-
вившемся режиме
(3.1)
где t/j и Ut — действующие значения соответственно 1-й и t-й гармоник на-
пряжения.
Значение не должно превышать 8 %. Коэффициент амплиту-
ды, т. е. отношение максимального значения к действующему
— должен находиться в пределах 1,41 ±0,15 (для чистой
синусоиды ka — 1,41). Небаланс напряжений фаз не должен пре-
45
вышать 3 В при разности их нагрузок, не превышающей 10 % но-
минальной мощности канала генерирования.
Для систем постоянного тока накладываются ограничения на
частоту пульсаций. Максимальное отклонение мгновенного значе-
ния пульсирующего напряжения от его среднего уровня в устано-
вившемся режиме при нормальной длительной нагрузке и отклю-
ченных аккумуляторных батареях не должно превышать 2 В. Тре-
бования к качеству электрической энергии, установленные ГОСТ
19705—81, находятся в полном соответствии с требованиями ICAO.
3.2. Принципы построения систем
регулирования напряжения
Для поддержания напряжения генераторов в заданных преде-
лах в статических и динамических режимах используют регуляторы
напряжения. Кроме того, регуляторы напряжения обеспечивают
равномерное распределение токов между параллельно работающими
генераторами постоянного тока или реактивных составляющих тока
между генераторами переменного тока. Система регулирования на-
пряжения (рис. 3.2) состоит из объекта регулирования ОР и регу-
лятора, включающего устройства: измерительное ИзУ, задающее
ЗУ, сравнивающее СУ, усилительное УУ, исполнительное ИУ и
корректирующее КУ. В ряде регуляторов некоторые из этих эле-
ментов отсутствуют, а некоторые объединены.
Управляемым объектом является генератор постоянного тока или
синхронный генератор. Напряжение объекта регулирует управля-
ющий орган, представляющий собой часть объекта — обмотку воз-
буждения генератора или обмотку возбуждения возбудителя. В не-
которых регуляторах измерительное устройство — преобразова-
тель регулируемой величины в величину иной физической природы,
удобной для дальнейшего использования. Характерным свойством
ИзУ является весьма малое потребление энергии. Это значит, что
оно практически не оказывает
влияния на состояние регули-
руемого объекта, т. е. на значе-
ние регулируемой величины.
Задающее устройство слу-
жит для установления необхо-
димого значения регулируемой
величины. Как и ИзУ, оно ча-
сто является преобразователем.
Величина на выходе ЗУ долж-
на быть одинаковой физической
природы с величиной на выхо-
де ИзУ. Сравнивающее уст-
ройство выявляет отклоне-
Возмущающие
Воздействия
Рис 3.2. Функциональная схема си-
1емы регулирования напряжения
ние регулируемой величины от заданного значения (сигнал
ошибки).
Усилительное устройство предназначено для усиления мощности
сигналов ошибки, оно управляет энергией, поступающей от посто-
роннего источника. В регуляторах напряжения широко использу-
ются магнитные и электронные усилители. Исполнительное устрой-
ство осуществляет воздействие на управляющий орган объекта,
Наименование регулятора определяется по исполнительному уст-
ройству, включаемому последовательно с обмоткой возбуждения ге-
нератора или возбудителя. Корректирующие устройства предназна-
чены для повышения устойчивости и точности процесса регулирова-
ния, а также для формирования управляющих воздействий, завися-
щих от возмущений, на объект, что позволяет существенно улучшить
динамические свойства.
Для стабилизации напряжения авиационных генераторов чаше
всего используют принцип регулирования по отклонению или так
называемый комбинированный принцип, состоящий в том, что в сис-
теме одновременно используют принципы регулирования по откло-
нению и возмущению. В комбинированной системе регулирования,
как правило, измеряется одно возмущающее воздействие — ток
нагрузки.
По способу формирования сигнала управления, т. е. в зависимо-
сти от характера воздействия на обмотку возбуждения, регуляторы
напряжения можно подразделить на непрерывные и дискретные.
В регуляторах напряжения непрерывного действия управляю-
щее воздействие, обычно пропорциональное сигналу ошибки, пред-
ставляет собой непрерывную функцию. К таким регуляторам отно-
сятся все угольные регуляторы и некоторые регуляторы напряже-
ния на магнитных усилителях. В регуляторах напряжения дискрет-
ного действия управляющее воздействие зависит от отдельных диск-
ретных значений сигнала ошибки. Дискретизация сигнала ошибки
состоит в замене непрерывного сигнала теми или иными дискрет-
ными значениями и может быть осуществлена по времени, по уров-
ню либо по времени и уровню. В соответствии со способом дискрети-
зации (способом квантования) различают три вида регуляторов на-
пряжения дискретного действия: импульсные, релейные и цифро-
вые.
В импульсных регуляторах управляющее воздействие представ-
ляет собой последовательность импульсов, параметры которых про-
порциональны значениям сигнала ошибки в фиксированные дискрет-
ные моменты времени. Если таким параметром является амплитуда,
то регулятор называется амплитудно-импульсным, если длитель-
ность сигнала, — то широтно-импульсным, если фаза, — то фазоим-
пульсным. Для релейных регуляторов напряжения управляющее
воздействие представляет собой ступенчатую функцию, высоты сту-
пеней которой пропорциональны фиксированным значениям
сигнала управления в произвольные моменты времени. В импульс
ных и релейных регуляторах используются полупроводниковые
элементы и магнитные усилители.
В цифровых регуляторах управляющее воздействие представля-
ет собой последовательность импульсов или ступенчатую функцию.
Амплитуды импульсов или высоты ступенек зависят от фиксирован-
ных значений, ближайших к произвольным значениям сигнала ошиб-
ки в дискретные фиксированные моменты времени. Цифровой регу-
лятор представляет собой специализированную ЦВМ или микропро-
цессор.
3.3. Измерительные устройства регуляторов напряжения
и способы их включения
В системах регулирования, действующих по принципу отклоне-
ния, на вход измерительного устройства подается сигнал, пропор-
циональный заданному (эталонному) напряжению U3, и сигнал, про-
порциональный регулируемому напряжению U. На выходе измери-
тельного устройства получается сигнал рассогласования [УВЫх,
являющийся функцией отклонения регулируемого напряжения от
заданного значения Uвых = / (Ц — (/э). В соответствии со спосо-
бом образования эталонного напряжения измерительные устройства
разделяют на устройства с механическим и электрическим эталона-
ми напряжения.
Измерительное устройство с механическим эталоном используют
в угольном регуляторе напряжения. Эталоном здесь является сила
пружины, действующая на якорь электромагнита и сжимающая
угольный столб. Сила пружины уравновешивается силой реакции
угольного столба и силой, создаваемой обмоткой электромагнита,
к которой подводится напряжение, пропорциональное регулируе-
мому напряжению. Выходной сигнал измерительного устройства —
разность сил, действующих на якорь, которая зависит от отклонения
напряжения от заданного значения. Недостаток эталона, основан-
ного на использовании упругих свойств пружины, состоит в том,
что с течением времени и при воздействии температуры эти свойства,
чение напряжения изменяются.
Наиболее распространены
схемы измерительных устройств
с электрическим эталоном (рис.
3.3), в качесте которого исполь-
зуется напряжение стабилитро-
а следовательно, и эталонное
Рис. 3.3. Принципиальные схемы из-
мерительных устройств регуляторов
напряжения с электрическим эта-
лоном:
а — со стабилитроном в одном плече мо-
ста; б —с двумя стабилитронами
48
Рнс. 3.4. Характеристики измерительных устройств:
а —с одним стабилитроном; б —с двумя стабилитронами
на, работающего в режиме пробоя. Рабочая точка выбирается на
вертикальной части вольт-амперной характеристики стабилитрона.
Стабилитрон VD1 включается в одно (рис. 3.3, а) или два (рис.
3.3, б) плеча моста. Напряжение на выходе измерительного моста
определяется разностью потенциалов точек а и б схемы. Для схе-
мы на рис. 3.3, а, если принять напряжение пробоя (/ст стабилит-
рона ПОСТОЯННЫМ, (У вых = — Uq = (/ст — (7?3/7?2 + Я8) (/вх,
а зависимость Uвых = /((/Вх) имеет вид, представленный на
рис. 3.4, а.
Чувствительность измерительного устройства k0 = ^вых =
= р-§р . Для схемы на рис. 3.3, б Uвых = (/а — (/б = 2(/ст—
— Uвх, а зависимость (/ВЬ1Х = f ((/Вх) показана на рис. 3.4. Чув-
ствительность схемы рис. 3.3, б больше, чем схемы рис. 3.3, а,
так как в этом случае /?0 = д^.вых = — 1.
ОС'вх
Рабочая точка, соответствующая значению Uэ, на характе-
ристиках измерительных устройств со стабилитронами выбирается
исходя из принципа действия регулятора напряжения. Так, для
регуляторов напряжения с магнитными усилителями за рабочую
точку принимают U'o, т. е. с увеличением напряжения (/вх значение
U Вых увеличивается (рис. 3.4, б). В измерительных устройствах ти-
ристорных регуляторов напряжения применяют подпитку мостовой
схемы напряжением Ua от подвозбудителя генератора (штриховая
линия, рис. 3.3, б). Зависимость Uвых = f ((/вх) для этого случая
показана на рис. 3.4, б штриховой линией.
Для тиристорных регуляторов напряжения рабочей точкой яв-
ляется точка (/о, т. е. с увеличением напряжения (/ вх значение
UВых уменьшается.
Погрешности измерительных устройств со стабилитронами обу-
словлены главным образом воздействием температуры. В режиме
пробоя стабилитроны имеют положительный температурный коэф-
49
a)
4-
B-
—EM——EM-
HM-----ЧМ-
Л измерительному
yrinpouomfly
Л1 измеритель- >
тему устррйстбу
Рис. 3.5. Схемы включения измеритель-
тельных устройств:
а — на выпрямленное линейное напряжение;
б — на выпрямленное напряжение фазы
фициент kv, т. е. стабилизи-
рованное напряжение увели-
чивается:
^ст--^сто Р 4" (A Ao)J.
Для компенсации темпе-
ратурных погрешностей ста-
билитронов последовательно
с ними в цепь включают дио-
ды или стабилитроны, рабо-
тающие в режиме проводи-
мости. Тогда при увеличении
температуры падение напря-
жения на них уменьшается, т. е. t/'CT — £7с'т0 X [ 1 — (ft — й0)|.
Число т последовательно включаемых стабилитронов, работаю-
щих в режиме проводимости, для температурной компенсации п
стабилитронов, работающих в режиме пробоя, выбирают из ус-
ловия
л^ст0^1 (А —Ао) — "г^ст0 ^2 (fl — flo)--0,
т.е. п[/Ст0Л#1 = ^стЛо2.
Для трехфазных генераторов измерительные устройства их ре-
гуляторов напряжения включают либо на среднее напряжение
Ucv через трехфазную мостовую выпрямительную схему А.Н. Ла-
рионова (рис. 3.5, а), либо на среднее напряжение U'cp через трех-
фазный однополупериодный выпрямитель (рис. 3.5, б).
Для мостовой схемы
,, , ^Ав + ^вс + ^СА
I / « k
где U АВ, Uвс, UCA — действующие значения линейных напряжений;
k -- З)/"2/л — коэффициент пропорциональности при синусоидальной форме
напряжения.
Для схемы однополупериодного выпрямления
„ А ^а^в^с
с/Ср kr - ,
О
где UА, Uв, Uc —действующие значения напряжения фазы; kx Зу/б2л.
Необходимо отметить, что измерительные устройства регулято-
ров напряжения трехфазных генераторов нельзя включать на одно
выпрямленное линейное или фазное напряжение, так как при не-
симметричных нагрузках вследствие искажения треугольника ли-
нейных напряжений регулятор не обеспечивает правильного регу-
лирования.
50
3.4. Регуляторы напряжения на магнитных усилителях
Для регулирования напряжения бесконтактных трехфазных
синхронных генераторов используют бесконтактные регуляторы, в
которых исполнительным устройством, является магнитный уси-
литель (рис, 3.6). Измерительное устройство выполнено с электри-
ческим эталоном на нелинейной мостовой схеме с двумя стабилитро-
нами. Питание его осуществляется от понижающего трансформа-
тора Т t и трехфазного двухполупериодного выпрямителя. На вы-
ходе измерительного устройства включена обмотка управления
входного однофазного магнитного усилителя АМ1. Вторым
(выходным) каскадом усиления является трехфазный магнитный
усилитель А М2, нагрузкой которого служит обмотка возбуждения
ауи.в возбудителя.
Каждый из магнитных усилителей выполнен с внутренней поло-
жительной обратной связью. Питаются усилители от подвозбудите-
ля генератора, частота тока которого обычно выше частоты тока
генератора (800 Гц вместо 400 Гц). Входной магнитный усилитель,
кроме обмотки управления &уу1, имеет также уравнительную обмот-
Рис. 3.6. Принципиальная электрическая схема регулятора напряжения на
магнитных усилителях
(Я
51
ку Доур, предназначенную для выравнивания реактивных токов па-
раллельно работающих генераторов. Выходной каскад усилителя,
помимо обмотки управления имеет еще обмотку смещения
аусм, питание которой подводится от трехфазного выпрямителя. Ре-
зистором R4, включенным последовательно с обмоткой, устанавли-
вается режим работы. Магнитодвижущая сила (м. д. с.) обмотки
управления о>у2 и обмотки смещения досм противоположны по знаку.
Принцип действия регулятора состоит в следующем. При уве-
личении напряжения на зажимах генератора м. д. с. Fyl, создавае-
мая обмоткой управления шу1 первого каскада магнитного усилите-
ля, также увеличивается. Вследствие этого снижается ток /у2, а
следовательно, и м. д. с. Fyi управляющей обмотки второго каскада
(рис. 3.7, а). При практически неизменной м.д.с. обмотки смещения
рабочая точка второго магнитного усилителя, положение которой
определяется разностью м. д. с. обмоток смещения и управления,
сдвигается влево. Ток в цепи возбуждения возбудителя 1 в. в
(рис. 3.7, б) уменьшается, и напряжение генератора возвращается
к первоначальному значению.
Измерительное устройство регулятора напряжения можно счи-
тать безынерционным, рассматривая его как пропорциональное
звено. В относительных приращениях его уравнение имеет вид
ми.у = ^и.у w, где ии.у — относительное приращение напряжения
на выходе измерительного устройства; и — относительное прираще-
ние среднего значения линейных напряжений синхронного генера-
тора; /?и. у— коэффициент усиления измерительного устройства с
блоком питания.
Магнитные усилители по своим динамическим свойствам экви-
валентны апериодическому звену:
(T'yAl 9 ивых1 — 2 ^yAl(3.2)
i— 1
где UBXi — относительные приращения напряжений на управляющих обмот-
ках магнитного усилителя; иВЫх1 — относительное приращение напряжения
Рис. 3.7. Выходные характеристики маг-
нитных усилителей первого каскада АМ1
(а) и второго каскада АМ2 (б)
на выходе магнитного усилите-
ля; ТуА1 — постоянная времени
магнитного усилителя; 6уА1< —
коэффициент усиления магнит-
ного усилителя по t-му входно-
му сигналу.
На вход первого каскада
магнитного усилителя, кроме
напряжения от измеритель-
ного устройства и и. у, подво-
дится также напряжение иур
от измерителя рассогласова
ния реактивной нагрузки ге
нераторов — к обмотке доур
52
Сигнал гибкой обратной связи по току в обмотке возбуждения воз-
будителя подводится к стабилизирующей обмотке wCT. В соответ-
ствии с (3.2) уравнение регулятора в относительных приращениях
примет вид
(Т’уА! Р+1)ивЫхг== ~[^yAIi ии.у + ^уА1о.с uo-C“T^yAIypuyp],
где &уА|р kyA |0 с, kyA |ур — коэффициенты усиления первого каскада соот-
ветственно по сигналу от измерительного устройства ин>у, сигналу обратной
связи н0.с и сигналу по цепи выравнивания реактивных мощностей «ур.
Знак «—г», стоящий перед правой частью уравнения, указывает,
что увеличение напряжения на управляющей обмотке ведет к умень-
шению напряжения на выходе магнитного усилителя, Для второго
каскада усилителя АМ2 в относительных приращениях справедли-
во уравнение
(ТуА2 Р"Ь 9 мвых2 — ^уА2 мвых1 >
где «ВЫХ2 — напряжений на выходе второго каскада магнитного усилителя;
feyA2 — коэффициент усиления второго каскада магнитного усилителя;
ГуА2 — постоянная времени второго каскада магнитного усилителя.
Таким образом, в первом каскаде магнитного усилителя осуще-
ствляется усиление напряжения от измерительного устройства и до-
полнительно вводимых в систему регулирования сигналов управ-
ления. Выходное напряжение первого каскада используется для
управления вторым каскадом, рабочие обмотки которого через вы-
прямители включены в цепь питания обмотки возбуждения возбу-
дителя бесконтактного генератора.
По основному сигналу управления (напряжение от измеритель-
ного элемента) передаточная функция регулятора представляет со-
бой произведение передаточных функций двух инерционных звень-
ев:
(Р) ~=(^УА1 ^уА2)/[(7’уАI Р+ 9 (Л'Аг Р+ 91-
Однако, как показывают исследования и расчеты, с достаточной
степенью точности два каскада усиления можно заменить одним —
эквивалентным инерционным звеном:
«7₽р=-М(гуар+9, (З-З)
где ТуА — T’yAi+^'yAa —постоянная времени эквивалентного усилителя
kyA -- £уд|^УА2 —его коэффициент усиления.
3.5. Транзисторные регуляторы напряжения
Все современные полупроводниковые регуляторы напряжения —
регуляторы дискретного действия. Аналогом бесконтактных регу-
ляторов напряжения дискретного действия были широко распрост-
раненные до и во время Великой Отечественной войны так называе-
мые вибрационные регуляторы напряжения, в которых в качестве
53
импульсного элемента использовались электромагнитные реле. Ис-
следование рабочих процессов в таких регуляторах было проведено
В. С. Кулебакиным в 1942 г. Увеличение мощности генераторов
привело к тому, что мощность цепи возбуждения, которую необходи-
мо прерывать, превысила допустимую разрывную мощность кон-
тактов реле (~ 150 В-А), и вибрационные регуляторы были замене-
ны угольными регуляторами.
Появление полупроводниковых приборов, способных при работе
в ключевом режиме коммутировать большие мощности, привело
вновь к использованию дискретных регуляторов для регулирования
напряжения авиационных генераторов. Во всех многочисленных схе-
мах регуляторов напряжения на транзисторах принципиальная
схема оконечного каскада имеет вид, представленный на
рис. 3.8. Различия полных схем регуляторов связаны главным обра-
зом с различием схем управления импульсным элементом, роль ко-
торого выполняет транзистор VT1, включенный последовательно с
обмоткой возбуждения и работающий в режиме ключа.
Когда транзистор работает в режиме отсечки или, как говорят,
когда он находится в закрытом состоянии, можно считать, что сопро-
тивление гэк = г3 цепи эмиттер — коллектор весьма велико
(«ключ закрыт»). Если транзистор работает в режиме насыщения
(«ключ открыт»), то сопротивление гэк г0 весьма мало.
Диод VD1, включенный параллельно обмотке возбуждения,
обеспечивает работу ее в режиме «непрерывного тока», т. е. протека-
ние тока по обмотке возбуждения и в период разомкнутого состоя-
ния транзисторного ключа. В режиме «непрерывного тока» при оди-
наковом среднем значении тока за период наибольшее значение то-
ка возбуждения меньше, чем в режиме «прерывистого тока», вслед-
ствие чего потери в транзисторе, пропорциональные квадрату пре-
рываемого тока, существенно меньше. Кроме того, мод защищает
транзистор VT1 от пробоя, так как при прерывании’цепи возбужде-
ния или (Грй резком изменении напряжения на обмотке возбуждения
еГО'зникает э. д.с. самоиндукции, приложенная к переходу эмиттер-
коллектор транзистора. Если транзистор включён в цепь возКуждё-
Рис. 3.8. Принципиальные схемы выходного каскада полупроводникового
регулятора напряжения:
а — с добавочным сопротивлением; б - бе< добавочного сопротивления
51
Рис. 3.9. Форма пульсаций напряжения при
а — нагруженный генератор; б — холостой ход
импульсном регулировании:
ния, то при работе в режиме ключа на зажимах генератора устанав-
ливается напряжение, имеющее пульсирующий характер (рис. 3.9).
Для релейных регуляторов, напряжения амплитуда пульсаций
определяется коэффициентом возврата релейного элемента и оста-
ется постоянной при всех режимах работы генератора. При этом ис-
ходя из требований к качеству электрической энергии амплитуду
пульсаций напряжения генератора стремятся сделать как можно
меньше. Если частота вращения генератора и его нагрузка изменя-
ются в широком диапазоне, то при стабилизации напряжения отно-
сительное время открытого состояния транзистора т0 = t0/tn при-
обретает два крайних значений: 0 и 1, при которых автоколебания
в системе прекращаются, а частота замыканий транзисторного
ключа становится равной нулю. При некотором значении т0 частота
замыканий достигает максимума (рис. 3.10). С увеличением на-
грузки генератора частота возрастает до определенного значения,
а затем начинает постепенно убывать.
Для импульсных регуляторов напряжения частота замыкания
постоянна. При этом в процессе поддержания среднего значения
напряжения величина т0 может приобретать два крайних значения:
0 и 1, при которых амплитуда пульсации тока возбуждения и на-
пряжения генератора равна нулю. При переходе тока возбуждения
от одного крайнего значения к другому амплитуда пульсаций будет
постепенно нарастать и по достижении определенного максимума
убывать.
При включении транзистора в цепь возбуждения без добавоч-
ного сопротивления (см. рис. 3.8, б) непрерывность протекания то-
ка в обмотке возбуждения в период закрытого состояния транзисто-
ра обеспечивается включением параллельно обмотке возбуждения
диода VD1. При отключении обмотки в ней наводится э. д. с. само-
индукции, и ток при закрытом ключе продолжает протекать по кон-
туру. Режим непрерывного тока возможен только при условии, что
постоянная времени обмотки возбуждения Тв значительно больше
55
периода квантования Т = 1/f (периода замыканий транзисторного
ключа).
Для выявления основных свойств импульсного метода управле-
ния рассмотрим квазистационарные процессы. Для интервала t(,
(рис. 3.11), в течение которого обмотка возбуждения подключена
к источнику питания (допустим, что сопротивление импульсного
элемента равно нулю), баланс напряжений и э. д. с. определяется
уравнением
и = гв 'вгг ^-в-. (3.4)
где гв — сопротивление обмотки возбуждения; LB — индуктивность обмотки
возбуждения.
Для интервала /3, в течение которого транзистор закрыт, и при
условии, что 1в2 >0, справедливо уравнение
гв1в2_Ь^а Т = 0- (3.5)
at
Среднее значение тока возбуждения за период Т to + /э
можно получить, интегрируя уравнения (3.4) и (3.5):
JB ср — у.
*о+*з
*bi ^ва
_° ‘о
1 Uto
Г
(3.6)
так как Gi (0) = G2 (*О+М, a iB1 (Q = iM (Ц.
Таким образом, регулировать напряжение можно, изменяя сред-
нее значение тока возбуждения, воздействуя на скважность (S =
Рис. 3.11. Изменение тока в цепи воз-
буждения в режиме непрерывного то-
ка при широтно-импульсном регули-
ровании
Рис. 3.10. Зависимость частоты замы-
каний транзисторного ключа от т0 для
релейных регуляторов
56
Рис. 3.12. Транзисторный регулятор напряжения:
Ф — фильтр; С — схема выделения наибольшего напряжения; ГЛ—генератор пилы;
ЭС — эталонный сигнал; УМ — усилитель мощности; УР — устройство рекуперации;
КЗ — корректирующее звено
= tolT) импульсов. В качестве примера на рис. 3.12 приведен тран-
зисторный широтно-импульсный регулятор напряжения, поддержи-
вающий в симметричных режимах среднее фазное напряжение и ог-
раничивающий наибольшее из фазных напряжений в несимметрич-
ных режимах работы трехфазного генератора. Наибольший из этих
четырех сигналов суммируется с пилообразным напряжением и по-
ступает на вход компаратора, где сравнивается с опорным напряже-
нием. Полученный широтно-модулированный сигнал поступает на
базу силового транзистора, управляющего током возбуждения воз-
будителя. На рис. 3.13 показано изменение сигнала на выходе ком-
паратора при повышении напряжения генератора.
Опорное напряжение представляет собой сумму, трех сигналов:
собственно эталонного сигнала, сигнала с распределителя реактив-
ной мощности (при параллельной работе) и сигнала гибкой обрат-
ной связи, обеспечивающей необходимое качество переходных про-
цессов.
Рис. 3.13. Диаграмма работы регулятора напряжения:
/—сумма /7вх и «пилы>; 2 — эталон; 3 — выход регулятора
57
3.6. Тиристорные регуляторы напряжения
Тиристорные регуляторы напряжения относятся к классу фазо-
импульсных регуляторов и предназначены для регулирования на-
пряжения синхронного генератора (рис. 3.14). Регулятор состоит
из измерительного устройства ЛУ, фазосдвигающего устройства
ФСУ, формирователей импульсов ФИ, усилителя мощности У, ста-
билизирующего контура СК. Объект регулирования — синхрон-
ный генератор СГ. Регулирование напряжения С Г осуществляется
воздействием на ток возбуждения возбудителя В путем фазового
управления тиристорами: Тиристоры, включенные в цепь синусои-
дального напряжения, периодически отпираются кратковременны-
ми управляющими импульсами, синхронизованными с напряжени-
ем Питания.
, Измерительный элемент регулятора выполнен по мостовой схе-
ме с электрическим эталоном на стабилитронах VD1, VD2 и резис-
торах Rl, R2 (рис. 3.15) с подпиткой от подвозбудителя ПВ. Прин-
цип действия измерительного элемента описан в § 3.2. Настраива-
ют регулятор на заданное значение напряжения, поддерживаемое
в системе с помощью резистора 7?р.
Угол отпирания в зависимости от отклоненйя регулируемого на-
пряжения от эталонного формируется в трехфазном фазосдвигаю-
щем устройстве ФСУ (рис. 3.16, а). Выходное сопротивление тран-
зистора VT1, зависящее от выходного напряжения измерительного
элемента, играет роль управляемого сопротивления 7?т. Если ди-
агональ фазосдвигающего моста не нагружена, то очевидно, что при
изменении сопротивления Rr сумма падений напряжений в плечах
будет равна напряжению питания моста.
При этом вектор падения напряжения Ur на активном плече
Rt: будет совпадать с вектором тока в цепи, а вектор падения напря-
жения Uc на реактивном (емкостном) сопротивлении Хс отставать
от него на 90° (рис. 3.16, б). Геометрическим местом точек конца
вектора Uвых является окружность с диаметром [/бо. Следователь-
но, с изменением сопротивления Rr угол а будет изменяться от 0 до
180°. Модуль |Uвых| во всем диапазоне изменения остается постоян-
ным. Из векторной диаграммы следует, что при изменении напряже-
ния на базе транзистора VT1 от минимального до максимального
значения, т. е. при переходе от режима работы транзистора, соот-
ветствующего режиму отсечки, к режиму, соответствующему режи-
му насыщения, рабочая точка к перемещается от точки б к точке о,
и при этом фаза выходного напряжения изменяется на 180°.
Так как
Сбо~ —то ^вых~ (АС/вх/2) ехр/а, /
где k — коэффициент пропорциональности; а — угол сдвига фаз между вы-
ходным и входным напряжениями.
58
Рис. 3.14. Функциональная схема ти-
ристорного регулятора напряжения
Рис. 3.15. Принципиальная электрическая схема тиристорного регулятора на-
Рис. 3.16. Фазосдвигающее устройство:
а — принципиальная схема в однофазном исполнении; б — векторная диаграмма
59
Угол <р является внешним по отношению к углу а, а следователь-
но, а = 2<р. При этом
tgcp = Xc//?T, а (7вых= — (^вх/2) ехр/-2ф.
Зависимость сопротивления 7?т от напряжения на базе транзи-
тора Uбэ определяется видом его статических характеристик. При
больших значениях U-> RT #= 0; 2 <₽ = 180°, входные и выход-
ные напряжения совпадают по фазе. При малых значениях U 63-+Rvtt
«оо; 2ф = 0 напряжения находятся в противофазе. При промежу-
точных значениях сопротивления 7?т выходное напряжение отстает
от входного на угол а = 2 arctg Xc/Rr.
Сигналы на управляющие электроды тиристоров подаются с фор-
мирователя импульсов ФИ, состоящего из модулятора и формирую-
щего устройства. Модулятор собран на составном транзисторе VT2
(см. рис. 3.15). На вход модулятора (на базу транзистора) подается
напряжение с одного из выходов фазосдвигающего устройства, а
питание цепи коллектор-эмиттер осуществляется от трансформато-
ра Т4, к которому подводится то же линейное напряжение UGot
что и к входу фазосдвигающего устройства. Следовательно, напря-
жение на базе транзистора VT2 сдвинуто на некоторый угол а от-
носительно напряжения на транзисторе (рис. 3.17).
Напряжение на сопротивлении нагрузки R9 представляет собой
отсеченную синусоиду, угол отсечки которой а соответствует сдви-
гу фаз между входным и питающим напряжениями модулятора. Этот
сигнал управляет формирующим устройством (см. рис. 3.15), ко-
торое питается от того же трансформатора Т4, что и модулятор, но
напряжением, сдвинутым по фазе на 180°. В нерабочий период кон-
денсатор С6 заряжается. В сле-
Рис, 3.17. Изменения напряжения в
модуляторе и формирующем уст-
ройстве
дующий пол у период в момент
времени, определяемый углом а,
на вход транзистора VT3 по-
дается сигнал от модулятора,
транзистор VT3 открывается, и
конденсатор С6 разряжается
через резистор R10 и параллель-
но ему включенный управляю-
щий переход тиристора VS1,
диод VD11 и транзистор VT3.
Разрядный ток конденсатора
С6 открывает тиристор И5/.
Диоды VD10 и VD9 обеспечи-
вают однополупериодный режим
работы схемы. Транзисторы
VT1 и VT2 работают в ключе-
вом режиме, этому способствует
включение в их коллекторные
цепи нелинейных сопротивле-
60
Рис. 3.18. Коммутация вентилей при
фазовом управлении тиристорами
ний в виде диодов VD7 и VD11.
Для упрощения схемы управле-
ния и экономии тиристоров
питание цепи возбуждения воз-
будителя осуществляется от не-
симметричной трехфазной мо-
стовой схемы — усилителя мощ-
ности У (см. рис. 3.15) в анод-
ной группе приборов исполь-
зуют обычные вентили VD15,
VD16 и VD17, а в катодной —
тиристоры VS1, VS2 и VS5.
Коммутация вентилей происходит в моменты их естественного
отпирания, которые соответствуют точкам к (рис. 3.18) с углом от-
пирания аа = 0 (отсчет углов ведется от точки естественного отпи-
рания вентиля). Тиристоры коммутируются импульсами управле-
ния. При изменении угла отпирания тиристоров ак изменяется сред-
нее значение выпрямленного напряжения
3 1/3 (l+cosaK)
I'd— ~ C'rnax n >
где t/max — амплитудное значение фазного напряжения (напряжение под-
возбудителя).
При угле отпирания ак = 180° напряжение на выходе мостовой
схемы Vd — 0.
Диод VD18 (см. рис. 3.15), включенный параллельно цепи воз-
буждения, которая представляет для выпрямителя активно-индук-
тивную нагрузку, предназначен для защиты тиристоров и диодов от
перенапряжений и образования цепи для тока, обусловленного
э. д. с. самоиндукции, наводимой в нагрузке при коммутации.
Гибкая обратная связь по току возбуждения возбудителя вводится
стабилизирующим контуром, состоящим из трансформатора Т5,
резистора R4 и конденсатора С2 (см. рис. 3.15). Для равномерного
распределения реактивных мощностей при параллельной работе
генераторов используется блок Б PPM, устройство которого рас-
смотрено в § 6.4.
Принцип действия регулятора напряжения состоит в следующем:
при напряжении генератора, равном номинальному, на выходе изме-
рительного устройства и на базе транзистора VT1 имеется некото-
рое напряжение, и, следовательно, транзистор имеет некоторое ко-
нечное сопротивление /?т. Напряжение на выходе фазосдвигающего
устройства сдвинуто на некоторый угол а относительно опорного
напряжения. Угол отпирания тиристоров ак — а, и напряжение,
приложенное к цепи возбуждения возбудителя, равно Ud.
Если напряжение генератора превысит номинальное значение,
то напряжение на выходе измерительного устройства уменьшится,
61
сопротивление /?т увеличится, угол сдвига фаз а возрастет, увели-
чится угол отпирания тиристоров ак, что приведет к снижению на-
пряжения, приложенного к цепи возбуждения возбудителя, а сле-
довательно, и к уменьшению напряжения генератора. При пониже-
нии напряжения процессы происходят в обратном порядке. Если на-
пряжение генератора значительно меньше номинального, напряже-
ние на выходе измерительного устройства полностью открывает
транзистор.
При этом напряжение на выходе фазосдвигающего устройства
находится в фазе с анодным напряжением соответствующего тири-
стора, благодаря чему тиристоры VS1 — VS3 открыты в течение
всей проводящей части периода. Ток возбуждения достигает мак-
симального значения.
3.7. Угольные регуляторы напряжения
Принцип действия их основан на изменении сопротивления гс
угольного столба, включенного в обмотку возбуждения, набран-
ного из тонких угольных шайб. Сопротивление столба складывается
из сопротивления самих шайб гш и переходного сопротивления гп
множества точек соприкосновения поверхностей шайб. При этом
% гш и, следовательно, гс « гп. Переходное сопротивление зави-
сит от силы, сжимающей столб: с увеличением силы сжатия (в пре-
телах упругой деформации столба) число точек соприкосновения
увеличивается, а сопротивление столба уменьшается.
Угольный столб / (рис. 3.19) включен последовательно с обмот-
кой возбуждения генератора шв. Сила сжатия угольного столба
обусловлена взаимодействием трех сил: силы сжатия Fп пружины 4t
силы Fэ электромагнита 3, стремящейся уменьшить силу сжатия
пружины, и силы fp.c — реакции угольного столба. В дальнейшем
для упрощения будем считать, что на якорь 2 электромагнита дей-
ствуют две силы: механическая FM = Fn — ^р-с и электромагнит-
ная F э.
f Электромагнитная сила зависит от результирующей м. д. с. об-
( моток, расположенных на сердечнике электромагнита: рабочей об-
j мотки w», подключенной через регулируемый добавочный разистор
, /?р к шинам генератора; уравнительной обмотки wyp, предназна-
ченной для равномерного распределения нагрузки между парал-
лельно работающими генераторами; обмотки температурной компен-
сации wTt к и его ряда обмоток, предназначенных для повышения точ-
ности стабилизации напряжения.
Регулирование напряжения угольным регулятором осуществля-
ется следующим образом. При отсутствии напряжения генератора
угольный столб сжат пружиной (сжатие уравновешивается только
реакцией столба) и сопротивление его минимально. Следовательно^
генератор возбуждается при минимальном сопротивлании цепи
возбуждения. По мере увеличения напряжения генератора увеличи-
ла
Рис. 3.19. Принципиальная схема угольного регулятора напряжения
вается ток в обмотке электромагнита. Электромагнитная сила так-
же возрастает и, оказываясь больше противодействующей механиче1
ской силы, вызывает перемещение якоря 2 в направлении к сердеч-
нику электромагнита. Электромагнитная сила при этом еще больше
увеличивается. Давление якоря на угольный столб уменьшается,
сопротивление его растет, ток возбуждения снижается и напряже-
ние стремится к заданному значению, которое соответствует равнове-
сию сил, действующих на якорь. Механическая сила FM при пере-
мещении якоря к сердечнику также увеличивается, так как увели-
чивается упругая сила пружины Fп, хотя сила реакции угольного
столба Гр е уменьшается.
Перемещение якоря закончится тогда, когда установится рав-
новесие сил, действующих на якорь, т. е. Fg = FM. Регулятор на-
пряжения настраивают так, чтобы равновесие сил наступило при оп-
ределенном значении напряжения. В процессе эксплуатации регу-
лятор настраивают на заданное значение регулируемого напряже-
ния с помощью регулируемого резистора 7?р. Он выполняется в виде
отдельного реостата и называется выносным сопротивлением.
При неподвижном якоре электромагнита в установившемся со-
стоянии FM = Fg. Сила электромагнита Fg зависит от положения
якоря (координаты х, за начало отсчета которой выбрано положение
якоря при F9 — 0) и тока /э в обмотке электромагнита (рис. 3.20).
Механическая сила FM зависит только от положения якоря: FM—
= FM (х). в зависимости от взаимного расположения характеристик
FM (х) и F3 (х, i9) различают три вида настройки регулятора.
63
Рис. 3.20. Характеристика сил, дей-
ствующих на якорь электромаг-
нита
Настройка с положительным
статизмом (рис. 3.21, а). В этом слу-
чае наклон механической характе-
ристики больше наклона электро-
механических характеристик. Каж-
дому значению тока в рабочей об-
мотке электромагнита /э1, а следо-
вательно, и каждому значению
напряжения генератора соответ-
ствует лишь одна точка пересече-
ния электромеханической и меха-
нической характеристик (точка А
при положении якоря х = хА,
определяющая положение равнове-
сия сил, так как £/х = гэх1э1, где
— общее сопротивление цепи,
в которую включена рабочая об-
мотка.
При нарушении равновесия
(F31 = FM1), например при увеличе-
нии напряжения до U3 > U1 вслед-
ствие отключения нагрузки, рабо-
чая точка А перемещается на элект-
ромеханическую характеристи-
ку, соответствующую U3 =i33r3x, в точку Б, так как якорь не успе-
вает изменить свое положение. Вследствие разности сил F33 — Fm
якорь начинает двигаться, перемещаясь в сторону сердечника элект-
ромагнита, сопротивление угольного столба возрастает, ток воз-
буждения и напряжение генератора уменьшаются. Рабочая точка
перемещается вправо до тех пор, пока не будет достигнуто новое по-
ложение равновесия (точка В), соответствующее току электромаг-
нита 1э2 (Fэ2 = Fм2, х — х2).
Рис. 3.21. Механические и электромагнитные характеристики регулятора на-
пряжения при настройке:
а —с положительным статизмом; б —с отрицательным статизмом; в — при астатической
настройке
64
Рис. 3.22. Внешние характеристики
генератора с регулятором напряжения
Таким образом, при настройке регулятора с положительным
статизмом снижение нагрузки приводит к увеличению напряжения.
Внешняя характеристика генератора при такой нагрузке, показан-
ная на рис. 3.22 (кривая /), имеет падающий характер.
Настройка с отрицательным статизмом (см. рис. 3.21, б). При та-
кой настройке наклон механической характеристики меньше накло-
на электромеханических характеристик. Проводя аналогичные рас-
суждения, можно заметить, что с уменьшением нагрузки регулиру-
емое напряжение уменьшится. Внешняя характеристика генератора
с регулятором, настроенным с отрицательным статизмом, имеет вос-
ходящий характер (рис. 3.22, кривая 2).
Астатическая настройка регулятора напряжения (см. рис.
3.21, в). Механическая характеристика на некотором интервале из-
менения совпадает с одной из электромеханических характеристик.
Положение равновесия для любой нагрузки будет соответствовать
одному и тому же напряжению, т. е. регулируемое напряжение не
зависит от нагрузки, внешняя характеристика генератора с регуля-
тором напряжения параллельна оси абсцисс (см. рис. 3.22, кривая
3). Угольные регуляторы напряжения, как правило, настраивают с
небольшим положительным статизмом, так как при такой настрой-
ке легче обеспечить устойчивость процесса регулирования.
Угольный регулятор напряжения (рис. 3.23) состоит из уголь-
ного столба 5, помещенного в дюралюминиевую трубку 7 с оксидно-
лаковым покрытием, укрепленную в ребристом корпусе радиатора 6,
электромагнита с сердечником 14
и подвижным якорем 11, ук-
репленном на пружине 3, регу-
лировочного винта 8. На сер-
дечнике электромагнита распо-
ложена обмотка 13. Корпус 12
электромагнита выполнен в виде
стакана с крышкой 1. Пружина
с якорем опирается на кольцо
10. Для предотвращения прили-
пания якоря к сердечнику меж-
ду корпусом электромагнита и
опорным кольцом прокладывает-
ся диамагнитная (латунная)
прокладка 2. Ребристый корпус
Vt 13 12 и ю
Рис. 3.23. Угольный регулятор напря-
жения
> Зак. 2261
65
соединен с корпусом электромагнита стальными винтами 4. Радиа-
тор от электромагнита отделяется теплоизолирующим экраном в
виде стального колпака 9.
Динамика работы угольного регулятора напряжения. Переход-
ные процессы в угольном регуляторе напряжения можно предста-
вить следующими уравнениями.
1. Уравнение изменения сопротивления угольного столба. Со-
противление угольного столба ге регулятора связано с перемеще-
нием якоря х нелинейной зависимостью гс — гк (х).
Приращение сопротивления столба при его деформации
\ \ дх 1х^-хй Л z О
В относительных единйцах__
Рс ^сЦ> (3.7)
где рс = Дгс/(гв + гСв) — относительное изменение сопротивления угольного
х0 (drc \
столба; kc ------ --- — коэффициент усиления угольного столба;
гв 4~ Гс#\ dx /Х==Х9
р = Дх/х0 — относительное изменение расстояния между якорем и сердечни-
ком электромагнита.
2. Уравнение движения якоря электромагнита. Уравнение рав-
новесия сил, действующих в процессе движения на якорь электро-
магнита, имеет вид
= (3-8)
а4£ at
где т — масса подвижных частей, приведенных к центру массы якоря элект-
ромагнита; — коэффициент демпфирования (вязкого трения); FM ™
~ FM(x) — механическая сила, равная разности сил сжатия пружины и ре-
акции угольного столба; F9 = Fs (х, i9) — электромагнитная сила.
Уравнение (3.8) в малых приращениях и операторной форме мож-
но представить следующим образом:
\ OX Jx~x№ \ ОХ /х=х9.
Л>э- (3.9)
\ Л» А,-',.
Уравнение в относительных приращениях можно получить, раз-
делив обе части уравнения (3.9) на значение силы в со-
стоянии равновесия и введя обозначения:
Тм =\fmx0/F3Q — постоянная времени, обусловленная мас-
сой якоря;
Тд = KjjxJF^ — постоянная времени демпфирования уголь-
ного столба;
6С = (km — кх) x0/F9q — коэффициент, характеризующий на-
стройку регулятора (при астатической настройке
66
dF3\
V L - v равны, следовательно,
OX I х **0
_ ldF*} .
\ дх /* = х0 И
6с = 0);
/э = — относительное изменение тока в обмотке элек-
тромагнита;
ц = Дх/х0 — относительное изменение расстояния между
якорем и сердечником;
k3= — 'Т7~1. . — коэффициент усиления, характеризу-
* эо \ 9q
ющий эффективность электромагнита.
Тогда вместо (3.9) получим уравнение в относительных прира-
щениях:
k3 /э •
(3.10)
(3.11)
3. Уравнение цепи рабочей обмотки электромагнита
U = R3i3 + Wa —-2-,
at
где /?э — сопротивление цепи электромагнита; 1ГЭ — число витков электро-
магнита; Фэ = Фэ (х, 1э) — магнитный поток, сцепленный с обмоткой элект-
ромагнита.
В малых приращениях и операторной форме из (3.11) получим
у-.............................-
№ - /?э А А, + -Л рЫэ + и?э —
\ Фэ И9 = 1Э \ дх
... 0 ....
... 1..^' ’w-i'. ’’-Mi'-'*
К относительным приращениям можно перейти, разделив чле-
ны уравнения (3.12) на равновесное значение напряжения Uo —
~ ^э^эО’
р&х. (3.12)
U — /э 4* Т'э Р/э 4“ Тх РЦ,
(3.13)
где Тэ-
Т
Н =1*
э / э э»
--------- — постоянная времени цепи электромагнита;
,дФ\ I
х01^э Z— t/jf1 — постоянная времени дополнительного демп-
\di3 /‘э^'э.]
фирования, характеризующая э.д.с., наводимую при движении якоря элект-
ромагнита.
Расчеты и экспериментальные исследования показывают, что
величина Т’эР/э < и ею можно пренебречь. При этом
w — /э4- Тх РЦ- (3.14)
Объединив уравнения (3.7), (3.10), (3.14), получим уравнение
угольного регулятора напряжения
[Т’м Р24~ (Тд4* Тх) р -|- 6С ] pc - - Ас ka и. (3.15)
67
Таким образом, переходные процессы в угольном регуляторе
напряжения описываются дифференциальным уравнением второго
порядка.
Передаточная функция регулятора
kc
(3.16)
w^yp (P) =
* ЫР Г I 1 ДТ «Э * X) Р~Г °C
и, следовательно, регулятор является колебательным звеном (кор-
ни характеристического уравнения сопряженно-комплексные).
При астатической настройке регулятора (6С — 0) передаточная
функция представляет собой последовательное соединение инер-
ционного и интегрирующего звеньев:
kc
( Т2
м
(3.17)
IFyP (р) --------------
(Тд-f-k3 тх) р I р 4-1
\ 7д + «э тх
Вопросы для самоконтроля
1. В чем преимущества измерительных органов с двумя стабилитронами?
2. Зависит ли частота переключений исполнительного органа релейного
регулятора от частоты вращения генератора?
3. Из каких условий выбирается частота замыканий транзисторного
ключа в импульсных регуляторах?
4. Будет ли влиять изменение угловой скорости синхронного генератора
на работу фазосдвигающего устройства тиристорного регулятора и почему?
5. Обеспечивается ли астатическая настройка угольного регулятора на-
пряжения для всех возможных режимов работы генератора?
ГЛАВА 4
СТАТИКА И ДИНАМИКА ПРОЦЕССОВ РЕГУЛИРОВАНИЯ
НАПРЯЖЕНИЯ АВИАЦИОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
4.1. Генератор переменного тока
как объект регулирования напряжения
Аналитическое исследование электромагнитных переходных про-
цессов в синхронном генераторе с учетом всех влияющих на него
факторов представляет достаточно сложную задачу. Основная труд-
ность решения системы дифференциальных уравнений, описываю-
щих процесс, обусловлена периодическим изменением индуктивнос-
тей и взаимоиндуктивностей обмоток при вращении явнополюсного
ротора вследствие непрерывного изменения сопротивления магнит-
ным потокам, которые определяют данные индуктивности. Для того
чтобы исключить эти затруднения, используют линейное преобразо-
68
Рис. 4.1. Бесконтактный синхронный генератор
вание, впервые предложенное для исследования переходных про-
цессов А. Б. Горевым и Р. X. Парком.
Сущность такого преобразования состоит в том, что вместо трех-
осной неподвижной системы координат А, В, С используется вра-
щающаяся, жестко связанная с ротором и совмещенная соответст-
венно с его продольной и поперечной осями двухосная система ко-
ординат d, q. Поскольку обмотки фаз, расположенных в осях d и
<7, неподвижны относительно ротора, индуктивности и взаимоиндук-
тивности такой машины постоянны. Это позволяет преобразовать
систему уравнений с периодически изменяющимися коэффициента-
ми в систему уравнения с постоянными коэффициентами. Вследствие
того что переходные процессы в цепи якоря синхронной машины и в
демпферных обмотках протекают гораздо быстрее, чем в цепи воз-
буждения, при анализе процессов регулирования напряжения их
можно не учитывать.
Процессы в цепи возбуждения характеризуются уравнением
U.=R,I,+ ^. (4.1)
В системах электроснабжения переменного тока стабильной час-
тоты чаще всего используют бесконтактные синхронные генераторы
(рис. 4.1). На роторе генератора находятся обмотка якоря возбуди-
теля 4, кремниевые выпрямители 3, обмотка возбуждения синхрон-
ного генератора 2 и индуктор подвозбудителя 1 (постоянный маг-
нит).
69
Для цепи возбуждения возбудителя справедливо уравнение
. diB в '
в. в гв. в *в.в “Г ^-в.в ~7", ' (4.2)
---------------at.
где LB.B, гв в — индуктивность и активное сопротивление обмотки возбужде-
ния возбудителя.
Напряжение на выходе выпрямительного блока UB зависит от
тока возбуждения возбудителя /в. в и угловой скорости генератора:
— t^B (iB.B в>). (4-3)
В приращениях уравнения (4.2) и (4.3) имеют вид:
А(^в.в ~ гв. в А*в. в 4- £в.в ~т ; (4.4)
al
I dUB\ ( dUB в \
Л«в.в+ “— Асо. (4.5)
\^в.в/ 1 дал I
Из (4.5) следует, что
Подставляя (4.6) в (4.4) и переходя к относительным прираще-
ниям параметров от их значений в равновесном состоянии (для це-
пи возбуждения возбудителя UB.BQ — гв. в /в. Во), получим уравне-
ние возбудителя
(^в.вР г О ^в ~ ^н.в мв.в + V, (4.7)
где ив, иВоВ — относительное изменение напряжения на обмотках возбужде-
ния генератора и возбудителя; Тв>в = LB,B/rB.B — постоянная времени об-
мотки возбуждения возбудителя; kn,B — коэффициент, учитывающий влия-
ние насыщения возбудителя; IFi — коэффициент, учитывающий влияние воз-
мущения по угловой скорости.
Используя преобразование .Горева — Парка, можно получить
уравнение синхронного генератора в относительных единицах в
виде [II
(T;p-Fl)w -=*H.r«B-*H.rPB + ^v-r8X-r4p, (4.8)
где Гв — постоянная времени цепи возбуждения генератора с учетом взаимо-
индукции между обмоткой якоря и возбуждения; и, ив — относительные из-
менения напряжения генератора и напряжения на обмотке возбуждения;
Лн. г — коэффициент, учитывающий насыщение генератора; рв — относитель-
ное изменение сопротивления цепи возбуждения; %, р — относительное изме-
нение индуктивного и активного сопротивлений нагрузки; v —относитель-
ное изменение частоты вращения генератора; IF2, U73, U74 — коэффицйенты,
учитывающие влияние возмущений v, %, р.
70
4.2. Анализ динамики процессов регулирования напряжения
генератора переменного тока
Процесс регулирования напряжения синхронного генератора
взаимосвязан с процессом регулирования частоты вращения. Как
видно из уравнения (2.26), изменение напряжения приводит к из-
менению частоты, а согласно (4.8) изменение частоты вызывает из-
менение напряжения. Вследствие того что процессы в контуре ре-
гулирования напряжения происходят значительно быстрее, чем в
контуре регулирования частоты вращения, исследование устойчивос-
ти этих процессов можно проводить раздельно. Процесс регулиро-
вания напряжения генератора переменного тока рассмотрим при
совместной работе бесконтактного синхронного генератора с регу-
лятором напряжения на магнитных усилителях (см. рис. 3.6). В дан-
ном случае изменение сопротивления цепи возбуждения рв — 0.
Для исследования устойчивости процесса регулирования сос-
тавим характеристическое уравнение замкнутой системы №р ) Ь 0.
Передаточная функция разомкнутой системы
^и.у ^vA ^н.в ^н.г
Гр ------------.
ГуаР+О^в.вР^-!) (^;р+1)
Тогда
Т'в тв.в ТуА р3 + (Тв.в ТуА4- Тв РуАн- Рв Рв.в) Р2 + (ГВ -т 7'в.в'г
Н” ТуА) 1 +^и.у *уА ^н.в ^н.г —0- (4.9)
Все коэффициенты уравнения (4.9) положительны, и, следова-
тельно, условия устойчивости по Гурвичу примут вид
(7’в.в ТуА т тв ТуА^-Т'в Тв в) (Т'в+Т’в.в + 'Туд) >
> ГВ.В Т’уА 0 + ^и.у ^уА ^н.в ^н.г),
а разделив обе части этого неравенства на Тв, Т в. в, ТуА, получим
| "Z7” + Z + ~Z J (Тв4-Тв.в +- ^ул) > 1 4-Ли.у kyA B &н.г. (4.10)
\ 1 в 1 в.в 1 уа /
Анализ неравенства (4.10) показывает, что запас устойчивости
системы регулирования будет наименьшим при работе генератора в
режиме холостого хода, так как коэффициент /гн. в достигает на-
ибольшего значения (возбудитель работает на линейном участке кри-
вой намагничивания). Уменьшение постоянной времени ТуА регу-
лятора напряжения ведет к расширению области устойчивости.
Тиристорный регулятор напряжения по сравнению с регулято-
ром напряжения на магнитных усилителях практически безынерци-
онен и можно считать, что Туа — 0* Характеристическое уравнение
системы с таким регулятором имеет вид
г; Тв.в р2 + (т; + Тв. в) р + Ли.у ЛуА *Н.В + *Н.Г + 1 - 0, (4.11)
71
и, следовательно, при сделанном допущении (Туд = 0) процесс
регулирования напряжения всегда устойчив, так как все коэффи-
циенты уравнения (4.11) положительны.
Статические свойства системы можно оценить, анализируя сис-
тему уравнений (4.7), (4.8), (3.3), полагая р = 0. Тогда
Статическая ошибка предопределяется результирующим коэф-
фициентом усиления /ги.у £уд/гн. в ^н.г- По мере насыщения магнит-
ных систем машины (как генератора, так и возбудителя) статическая
ошибка возрастает. Коэффициенты а, у и 0 зависят от характера и
значения нагрузки генератора. С увеличением активной и особен-
но реактивной нагрузки статическая ошибка увеличивается.
Наиболее эффективным способом увеличения точности регули-
рования напряжения является увеличение коэффициента усиления
системы, однако при этом уменьшается запас устойчивости. В схе-
мах с регулятором напряжения на магнитных усилителях (см.
рис. 3.6) для расширения области устойчивости используют гиб-
кую обратную связь по току возбуждения возбудителя. В цепь пита-
ния возбуждения включают первичную обмотку стабилизиру-
ющего трансформатора, нагрузкой которого является стабилизи-
рующая обмотка первого каскада магнитного усилителя.
Уравнение регулятора в этом случае принимает вид
(7уд Р + 9 ыв.в —^уА (ии.у + 7с Р1в.в), (4-12)
где Тс — постоянная времени стабилизирующего трансформатора.
Так как при постоянной частоте вращения генератора соглас-
но (4.5) А(7В = Az в. в, а в относительных приращениях wB=
н. в i в. в> то
/ и п \
(7уд Р^~ 0 “в. в ^уА I ыи.у 4" 7с р~~ I. (4.13)
С учетом гибкой обратной связи процесс регулирования напряже-
ния характеризуется уравнениями (4.7), (4.8), (4.13), а структур-
ная схема для этого случая изображена на рис. 4.2 (гибкая обрат-
ная связь показана штриховой линией).
Характеристическое уравнение системы регулирования с гиб-
кой обратной связью отличается от уравнения (4.9) системы без
гибкой обратной связи тем, что его коэффициенты при первой и
второй степенях больше, что приводит к расширению области ус-
тойчивости.
В схемах с тиристорным регулятором напряжения (см. рис. 3.15)
72
Рис. 4.2. Структурная схема системы регулирования напряжений син-
хронного генератора
гибкая обратная связь по току возбуждения вводится через стаби-
лизирующий контур, состоящий из трансформатора Т5, резистора
R4 и конденсатора С2. И в этом случае наличие сигнала с производ-
ной по току возбуждения возбудителя позволяет увеличить коэффи-
циент усиления системы, а следовательно, повысить точность ре-
гулирования напряжения.
4.3. Генератор постоянного тока
как объект регулирования напряжения
В схеме генератора постоянного тока (рис. 4.3) с регулируемым
сопротивлением в цепи возбуждения будем пренебрегать действием
вихревых токов в массивных частях магнитной цепи машины, по-
токами рассеяния и гистерезисом магнитных цепей, переходным па-
дением напряжения на контакте щеток с коллектором, изменением
сопротивления обмоток машины под
дуктивностью цепи якоря и взаимо-
индуктивностью между обмотками
якоря и возбуждения.
При сделанных допущениях
уравнение равновесия напряжений
для цепи якоря имеет вид
U ссоФ — /?я1я> (4.14)
где с — постоянная для данного гене-
ратора величина, определяемая конст-
руктивными параметрами машины; со —
угловая скорость генератора; Ф —маг-
нитный поток машины; 1Я — ток якоря.
Магнитный поток машины явля-
ется функцией тока возбуждения
iB и тока якоря <я;
Ф = Ф «я)- (4.15)
воздействием температуры, ин-
Рис. 4.3. Принципиальная схема
включения генератора постоянного
тока
73
Уравнение равновесия напряжений для цепи возбуждения
^=(^в + гс) 1в + ^*в ’ (4.16}
где RB — сопротивление обмотки возбуждения; гс — регулируемое сопротив-
ление (сопротивление угольного столба); LB — индуктивность обмотки воз-
буждения.
Уравнения (4.14) — (4.16) образуют нелинейную систему. При
небольших отклонениях от равеновесного состояния эти уравнения
можцо линеаризовать, записав их^в приращениях. При нулевых на-
чальных условиях в операторной форме уравнения примут: вид:
ДФ-
At/ — А Ф сфв Д<о—д' Atд;
эф
^я
/ ЭФ
А*я-Н
\ diR
А^*в»
V'bo
(4.17)'
(С 18}
— ^eq Д*в pAi’B-|-ifto Afc.
(4.19)
где /?в# гс„ — сопротивление цепи возбуждения для равновесного
состояния.
Индекс «О» означает, что значение изменяющегося параметра бе-
рется для равновесного состояния. В дальнейшей индексы при част-
ных производных для простоты записи опускаются.
Исключая из уравнений (4.17) — (4.19) приращения тока воз-
буждения AiB и магнитного потока ДФ, получим уравнение генера-
тора для малых отклонений
(Гв Р+ Se) At/ — (1 Se) iB() Arc -|-
/ дФ \
ccoo -ТГ- —Яя
\ д1я /
X (TR p 4-1) Д/’я4~c®o (p 4-1) Aw,
(4.20)
где Тв £в//?в# — постоянная времени цепи возбуждения; Se — коэффици-
ент самовыравнивания генератора.
Для упрощения все уравнения в дальнейшем записываются в от-
носительных приращениях: левую и правую части уравнения (4.20)
делят на равновесное значение напряжения генератора Uo =
= /?в0»в0. Тогда
(TBp4-Se) — (1 —Se) рс—а (Твр4-1) /я + Y (Твр4-1) v, (4.21)
где и= &U/U0—относительное изменение напряжения генератора; рс=
— Дгс/7?Вв —относительное изменение регулируемого сопротивления в цепи
возбуждения; /я — ЫЯ/1Я* — относительное изменение тока якоря генерато-
ра; v = А(о/и0 — относительное изменение угловой скорости генератора.
Коэффициенты
/ дФ
с®о —-
„ \ dt в
se = i —-------
Я во
(4.22)
74
[[ссоо (дФ/д»я)] — *я] 1я0
а -=--------------------------
(4.23)
ив
у со)о Ф0 770 (4.24)
зависят от равновесного режима работы генератора и имеют следуй
ющий физический смысл.
Коэффициент Se характеризует статическую устойчивость BO3V
буждения в точке а характеристики намагничивания генератора
(рис. 4.4), которая представляет собой зависимость магнитного по-
тока Ф при постоянной угловой скорости <оо и постоянном значении
тока якоря 1Яв от тока возбуждения i в. Так как Е ~ ссоФ, то эта
кривая определяет и зависимость э. д. с. машины Е от тока возбуж-
дения 1в (сучетом реакции якоря, обусловленной током £я). В рав-
новесном состоянии Е = iBRB.
При изменении тока в цепи возбуждения возникает избыточная
мощность ___
dP = EdiB — RB tB diB, <0.25)
где diB — приращение тока возбуждения.
сРР
Равновесное состояние системы будет устойчиво, если -rj < О,
или, учитывая (4.25),
dE
diB
а при со = (оо
? \ 1
в /
(4.26)
Рис. 4.4. Характеристика намагничи-
вания генератора постоянного тока
Сй)0 / дФ
*в \ diB
Левая часть неравенства (4.26) и есть значение Se и, следователь-
но, для устойчивости равновесного режима необходимо, чтобы
коэффициент самовыравнивания
Se >0.
Коэффициент самовыравни-
вания (4.22) зависит от режима
работы генератора: угловой ско-
рости <о и нагрузки генератора
(с изменением нагрузки изменя-
(дФ \ ~
ется реакция якоря < 0).
Наименьшего значения коэффи-
циент самовыравнивания дости-
гает при максимальной угловой
скорости (отах и минимальной
нагрузке генератора iH « 0
(рис. 4.5).
Коэффициент а выражает
влияние тока якоря на основной
75
Рис. 4.5. Изменение коэффициента са-
мовыравнивання в зависимости от уг-
ловой скорости генератора / и тока
нагрузки 2
магнитный поток машины, т. е.
реакцию якоря. Если реакция
якоря размагничивает машину,
т. е. ~ < 0, то согласно (4.23)
О1Я
а < 0. При наличии дополни-
тельных полюсов реакция якоря
вследствие намагничивающего
действия коммутируемых сек-
ций может быть подмагничи-
вающей — > 0.
Коэффициент у характеризует
степень нагрузки генератора:
_ С(00Ф0 _ J[or ^оЧ^я/я
и0 ” и0 ~ и0
— I + ия
где ыя = г'я/^о — относительное падение напряжения в цепи якоря.
При одиночной работе генератора на нагрузку г (см. рис. 4.3)
i„ = U/(R+ + r). '(4.27)
Так как ток возбуждения генератора значительно меньше тока
якоря, то можно считать, что iH iH, и, следовательно, для уста-
новившегося режима = U0/(R+ + г0).
В малых приращениях уравнение (4.27) имеет вид
Д/н = Д£//(/?++го)-[[/о/(/?++го)2] Да,
а в относительных приращениях
/я~/ = и—р, (4.28)
где р= Дг /(R+ -j- г0)—относительное изменение сопротивления нагруз-
ки; /я — Д'я^я, — j ~ Д*н//*н. — относительное изменение тока якоря,
приблизительно равного току нагрузки.
Учитывая (4,28), уравнение генератора как объекта регулирова-
ния при одиночной работе можно представить так
[(1—a) TBp4-(Se—а)) u = —(1—Se) рс —
-а(Твр+1)р + ? (Гв р+ 1) V, (4.29)
а обозначив
(1—а)Тв —Тв; (Se-a) = Se\
Получим
Гв «== -- (1 -Se) Рс-а (Гв Р+ 1) р + У (Тв р+ 1) V. (А30)
При намагничивающем действии коммутируемых секций (а>0)
результирующая постоянная времени цепи возбуждения Тв и ко-
эффициент самовыравнивания уменьшаются.
76
4.4. Анализ динамики процессов регулирования напряжения
генераторов постоянного тока
Процесс регулирования напряжения генератора постоянного
тока рассмотрим при совместной работе его с угольным регулято-
ром напряжения на основе уравнений (3.15), (4.30) и структурной
схемы (рис. 4.6). Для исследования устойчивости процесса регули-
рования составим характеристическое уравнение замкнутой систе-
мы
1+Ъ(Р) = °-
Передаточная функция замкнутой системы
1F <= 1Ч- _______________________________
Тогда
Т'в п р3+[$* T'S+T'b (Т'д+^э 7\)] p*+[s; (Тд+*э тх) +
~Ь Тв 6с] Р6сН~(I — ^е) —® (4.31)
Коэффициенты уравнения (4.31) положительны, поэтому усло-
вия устойчивости в соответствии с критерием Гурвица сводятся к вы-
полнению неравенства
Is; п+г; (Гд+ ka тх)] (S' (Гд+йэ Гх) +
+ Т 6С] > [S' 6С + kc k.d (i - Se)]T;T>.
Так как kcka ^>1, то 6С (*$е — а) < kck3 (1 — Se) и
Рис. 4.6. Структурная схема системы регулирования напряжения генератора
постоянного тока
i
77
Из последнего неравенства следует, что настройка регулятора на
положительный статизм (6С > 0) способствует выполнению условий
устойчивости (4.32).
Наиболее неблагоприятным случаем является астатическая на-
стройка регулятора (6С = 0), при этом
(Тд+Аэ тх)/т2] [S' (т;+*э тж)] (i -se)-i > kc k9. (4.зз>
Анализ неравенства (4.33) показывает, что область устойчиво-
сти расширяется при уменьшении постоянной времени цепи возбуж-
дения генератора Та и инерционности регулятора напряжения Тм.
С ростом коэффициента усиления kcka, с уменьшением коэффициен-
та самовыравнивания Se и при подмагничивающей реакции якоря
(а>0) условия устойчивости системы ухудшаются. Наиболее небла-
топриятным режимом работы генератора с точки зрения устойчиво-
сти является режим работы на холостом ходу при максимальной
частоте вращения, так как при этом коэффициент самовыравнива-
ния Se « 0.
Точность стабилизации напряжения характеризуют статической
ошибкой, которую можно найти из уравнений при р = 0
$;МЛМ1-$в) '
Статическая ошибка регулирования зависит от настройки регу-
лятора 6С и коэффициента усиления регулятора кс^э« Естественно,
что при астатической настройке регулятора она равна нулю. Уве-
личение коэффициента усиления kcka для повышения точности регу-
лирования напряжения может привести к потере устойчивости.
Для расширения области устойчивости процесса регулирования
при заданной точности в системах регулирования используют ста-
билизирующие средства: гибкие и жесткие обратные связи.
4.5. Методы повышения точности
и устойчивости регулирования напряжения
генераторов постоянного тока
Повышение точности регулирования напряжения достигают ис-
пользованием методов компенсации погрешностей, обусловленных
воздействием окружающей среды и введением в структуру регуля-
тора напряжения различных корректирующих устройств.
Температурная компенсация погрешностей регулирования.
В процессе эксплуатации угольные регуляторы напряжения подвер-
гаются воздействию температуры окружающей среды, изменяющей-
ся в широком диапазоне. При этом сопротивление рабочей обмотки
регулятора (рис. 4.7), выполненной из медной проволоки, будет
78
сильно меняться, что приведет
к изменению настройки регуля-
тора и появлению статических
ошибок. Температурные погреш-
ности в угольных регуляторах
напряжения компенсируют дву-
мя способами: включением по-
следовательно с рабочей обмот-
кой электромагнита добавоч- Рис. 4.7. Принципиальная схема регу-
ного резистора и включением лятора напряжения с обмотками тем-
обмртки температурной компен- пёратурной компенсации
сации 10т.
Включение последовательно с рабочей обмоткой электромагни-
та добавочного резистора /?т, выполненного из материала с малым
температурным коэффициентом сопротивления (константана), е со-
противлением в 5—6 раз больше сопротивления рабочей обмотки
шэ, обеспечивает незначительные изменения общего сопротивления
цепи при изменении температуры и, следовательно, незначительное
изменение тока и силы электромагнита при заданном постоянном на-
пряжении. Частичная компенсация оставшейся температурной по-
грешности достигается включением обмотки а>т, расположенной на
сердечнике электромагнита регулятора, на зажимы генератора.
Магнитодвижущая сила этой обмотки составляет 10 % м. д. с. ос-
новной обмотки.
Обмотки электромагнита регулятора соединены встречно и его
результирующая м. д. с.
*Fpe3--=F3-F^U
__________Щд_____________ и»т
Ят + Яр + Яро (1 + <хО) ~ Z?T0(I-b<xO)
(4.35)
где /?т — сопротивление резистора температурной компенсации, значение ко-
торого практически не изменяется; 7?р — регулировочное сопротивление, вы-
полненное из константана; — сопротивление обмоток рабочей и тем-
пературной компенсации при температуре О' — 20 'С; а — температурный ко-
эффициент сопротивления меди.
Преобразовав выражение (4.35), получим
/ ЯэоаО -\-i
&уэ I 1 +--------------
\ Ят + Яр + Яэ0 / ц>т (1 -f-аО)-1
/?т + #р + Яэ0 *т0
(4.36)
При аО < 1
Fрез U
*т 4* ^р 4-
Ят4-ЯР4-Яэ0
ц>т (1 — аО)
^т0
(4.37)
79
Рис. 4.8. Схема включения стабили-
зирующего сопротивления
Условие компенсации темпе-
ратурных погрешностей можно
получить из (4.37), приравняв
члены этого выражения, зави-
сящие от температуры, нулю:
“’э Яэ0
----------2—- — —— 0. (4.38)
(ЯТ4~ЯР /?Эо)2 ЯТо
При подборе и?т и Ят в соот-
ветствии с условием (4.38) в
определенном диапазоне изменения температуры результирующая
м. д. с. остается неизменной:
Ш3 WT
+ ЯТд
Повышение устойчивости процесса регулирования напряжения
с помощью жесткой отрицательной обратной связи. Жесткая обрат-
ная связь в схемах угольных регуляторов напряжения реализуется
путем включения в схему регулятора стабилизирующего резистора
Rcr (рис. 4.8). Принцип действия его можно пояснить следующим
образом. При возникновении переходного процесса изменяются
сопротивление угольного столба гс и потенциал точки а. Если на-
пряжение возрастет, то потенциал точки а уменьшится, так как
якорь под воздействием увеличившейся силы электромагнита начнет
перемещаться к сердечнику, и сопротивление угольного столба воз-
растет. Ток, протекающий через стабилизирующий резистор /?ст,
увеличится, возрастет падение напряжения на резисторе темпера-
турной компенсации Яд и, следовательно, падение напряжения на
обмотке электромагнита w3 и сила электромагнита несколько умень-
шится. Вследствие этого якорь подойдет к состоянию равновесия
с меньшим ускорением, перерегулирования будут меньше и коле-
бания затухнут быстрее.
При жесткой обратной связи для цепи электромагнита справед-
ливо уравнение
U- (»э + 1э) Яд+^Яэ + г^--^. (4.39)
Обычно и можно считать, что
(Яст + Ъ) + ‘ 3 Яд - iВ - 0; (4.40)
*д (ГС * В- Яд t3) / (Яст + Яд) .
Подставив найденное выражение для Г9 в уравнение (4.39) и с
учетом того, что iB > i3, получим
и
Яд Гс , Г Г. . Яд Яст 1 .
~ 7~о~ *В + Яэ т- — ,
Яст "Е Яд L Яст I- Яд J dt
(4.41)
80
В реальных регуляторах напряжения /?Ст » и поэтому для
упрощения анализа процессов уравнение (4.41) можно заменить
уравнением
(/-(ЯэгЯд) i3' + —ё-5- + (4-42)
Rei “t
Переходя к относительным приращениям, уравнение (4.42) в
операторной форме можно записать в виде
и — /эЧ- Тх Рр+Хл Рс”4X2 /в Л (4-43)
%
где Х1 = ^д/^ст'. Х2=(Яд/Яст) ——“TV
(гсотКв)
Сопоставляя уравнение (4.43) с уравнением (3.14) для цепи элект-
ромагнита регулятора без стабилизирующего сопротивления и =
= /э + Тх рр, можно заметить, что оно отличается только послед-
ними двумя членами, характеризующими относительное изменение
падения напряжения на угольном столбе.
Уравнение угольного регулятора напряжения со стабилизирую-
щим сопротивлением получим, объединив уравнения (3.15) и (4.43),
1ГмР2+(ГдЧ Мх)Же г Х1]Рс = 6э6с (М'-Хй/в)- (4-44)
Зависимость напряжения генератора от тока возбуждения оп-
ределяется внешней характеристикой возбуждения U = U (iB)
(при постоянной частоте вращения).
Приращение напряжения Ас/ =(------- AiB, а относительное при-
\ diB /
ращение
а-Д£//£/0-Хв/в. (4-45)
i ldU\
где Хв ~ - IT" характеризует нелинейность кривой намагничивания ге-
\diB/
нератора.
Учитывая (4.45), уравнение (4.44) запишем так:
1ГмР2+ (Т’д+^э Тх) p+6fc+ Xi] Pc ^c^9fl (4.46)
\ Хв /
Введение жесткой обратной связи увеличивает на величину
Xi статизм регулятора и уменьшает в %в/(хв — Хг) Раз коэффициент
усиления, вследствие чего область устойчивости расширяется.
Статическая ошибка
_______(6c+Xi) (ту—ар)
Хй \
Хв /
Sg (6с + Х1) +^с
81
увеличивается и даже при астатической настройке регулятора (ос—0)
отлична от нуля.
Наихудшим режимом работы генератора с точки зрения устой-
чивости является холостой ход генератора при максимальной часто-
те вращения, следовательно, при работе в этом режиме введение
жесткой обратной связи целесообразно. Но если генератор рабо-
тает при малых частотах вращения и достаточно большой нагрузке,
то система устойчива и без жесткой обратной связи. Для того чтобы
ограничить действие жесткой обратной связи только теми режимами,
на которых устойчивость системы мала, в цепь стабилизирующего
сопротивления включают диод VD, который играет роль выключа-
теля.
Параметры моста, в диагональ которого включают стабилизиру-
ющее сопротивление, подбирают так, чтобы при больших частотах
вращения генератора и малых нагрузках, т. е. при наибольших
значениях сопротивления угольного столба, потенциал точки б
был больше потенциала точки а и обратная связь действовала.
При малых значениях сопротивления угольного столба, когда гене-
ратор работает на малых частотах вращения и с большими нагруз-
ками, потенциал точки а больше потенциала точки б и обратная связь
отключена.
Вследствие введения жесткой обратной связи с переключающим
диодом статическая ошибка несколько увеличивается только при
больших частотах вращения и малых нагрузках (рис. 4.9). Кривые
1 соответствуют наличию жесткой обратной связи, кривые 2—ее
отсутствию.
Повышение устойчивости процесса регулирования напряжения
с помощью гибкой обратной связи. Гибкая связь в системах регу-
лирования напряжения осуществляется с помощью стабилизирую-
щего трансформатора, имеющего несколко первичных и вторичных
обмоток. С помощью стабилизирующего трансформатора реализует-
ся гибкая обратная связь по току якоря (рис. 4.10, а) или по напря-
жению на обмотке возбуждения (рис. 4.10, б). Переходные процессы
Рис. 4.9. Статические характеристики:
а — зависимость напряжения от тока нагрузки; б — зависимость напряжения от частоты
вращения
82
Рис. 4.10. Схемы включения стабилизирующего трансформатора
в цепи рабочей обмотки электромагнита, включенной по схеме
рис. 4.10, а, описываются уравнением
</Фэ
и ~= £’э4' ,, L с2,
at
(4.47)
4Ф
где е2 = —и>2““~ — э. д. с. наведения во вторичной цепи обмотки трансфер-
ам
матора при изменении магнитного потока Ф, обусловленного изменением тока
якоря Ф -- Ф (»я).
Тогда
/ дФ \ сНя
\ д1я / at
(4.48)
С учетом того, что в относительных приращениях согласно (4.28)
}я^]'=и—р,
уравнение цепи электромагнита (4.47) примет вид
^=-Чэ+Тх рр — Тс ри-\-Тсрр, (4.49)
•ЫФ \
^2 IT"
где Тс --- ——- »Яо — постоянная времени стабилизирующего трансформа-
"о 0
тора.
Уравнение угольного регулятора со стабилизирующим трансфор-
матором
|Тм Р2+ (Тд + Тх) р + 6с] Рс —
- kck3 (Тср4 1) и — kckd Тсрр (4.50)
и в отличие от уравнения (3.15) регулятора без стабилизирующего
трансформатора содержит в правой части член кск9Тср (и — р),
определяющий гибкую обратную связь по току якоря / = и — р.
83
Для схемы рис. 4.10, б, если считать, что падение напряжения
на сопротивлении первичной обмотки стабилизирующего трансфор-
матора iT/?T значительно больше э. д. с. самоиндукции LT то
(4.51)
at
где Тс — Мт/— постоянная времени стабилизирующего трансформатора,
обусловленная коэффициентом взаимоиндукции Л4Т его обмоток.
Так как напряжение на обмотке возбуждения генератора свя-
зано с напряжением генератора зависимостью wB = u—-рс, то
уравнение цепи электромагнита с учетом (4.51) примет вид
« = /э+Тжррс—Тср (и—рс),
а уравнение регулятора со стабилизирующим трансформатором
[Т'м Р2+ (^дЧ- Тх-\- kc Тс) р+ 6с] Рс — Лс Лэ (1 4- Тс р) и. (4.52)
Анализ показывает, что при наличии гибких обратных связей
область устойчивости расширяется, статическая ошибка не изменя-
ется.
4.6. Особенности эксплуатации регуляторов напряжения
В процессе эксплуатации угольных регуляторов напряжения
необходимо контролировать точность поддержания напряжения
генераторов. Погрешность регулирования при изменении режима ра-
боты генератора и температуры не должна превышать 3,5 В. Номи-
нальное напряжение 28,5 В устанавливается с помощью выносного
сопротивления.
При длительной эксплуатации угольных регуляторов может на-
рушиться их настройка вследствие износа угольного столба и не-
которой усадки пружины регулятора, и регуляторы могут перейти
в неустойчивый режим — режим автоколебаний. Этот режим можно
заметить по колебаниям стрелки вольтметра, контролирующего на-
пряжение генератора. Для предотвращения режима автоколебаний
через каждые 50 ч работы регуляторы проверяют, не снимая их
с самолета. Для этого устанавливают номинальную частоту враще-
ния авиационного двигателя, подключают генератор к бортовой се-
ти, выключают аэродромный источник и бортовой аккумулятор,
включают нагрузку, равную 50 % номинальной мощности генера-
тора. Если при отключении нагрузки будут обнаружены продолжи-
тельные колебания стрелки вольтметра, то это означает, что регуля-
тор работает в режиме автоколебаний. Такой регулятор необходимо
снять с самолета и направить в ремонт.
84
Степень устойчивости регулятора контролируют с помощью вы-
сокоомных телефонных наушников, включаемых параллельно уголь-
ному столбу регулятора. При отключении нагрузки нормальная ра-
бота регулятора сопровождается одиночным щелчком или несколь-
кими. щелчками и изменением тона в телефонных наушниках. Если
в телефонах прослушивается продолжительный треск (более 2 с), то
это означает, что настройка регулятора нарушена и близка к режи-
му автоколебаний. Надежность угольных регуляторов напряжения
характеризуется интенсивностью отказов, среднее значение которой
4jOhl0'"l, 17ч. В условиях АТЕ угольные регуляторы напряжения
проверяют на установках типа ППУР-42 (пульт проверки угольных
регуляторов}. Регуляторы напряжения на магнитных усилителях бо-
лее надежны, чем угольные, интенсивность их отказов X = 2-10~4
1/ч.
Перед, установкой и при проведении регламентных работ, но
не реже чем через 400 ч, а на самолете Ту-154 через 750 ч проверяют
напряжение, поддерживаемое регулятором на холостом ходу генера-
тора при частоте вращения (6000± 120) об/мин. Проверка произво-
дится вольтметром (класс точности не ниже 0,5) после 2-минутной
работы генератора в произвольном режиме. Измеренное напря-
жение холостого хода должно быть 206—208 В. Если напряжение
выходит за указанные пределы, то его регулируют подстроечным
резистором R2, установленным под специальной крышкой на перед?
ней панели блока.
Техническое обслуживание тиристорных регуляторе® нан-ряже-
ния.в процессе эксплуатации сводится к внешнему осмотру и провер-
ке надежности крепления и подсоединения заземления. По мере
надобности регулируют напряжение, изменяя уставку подстроеч-
ного резистора Rp. Работоспособность регулятора проверяют в сис-
теме электроснабжения на самолете. Напряжение, измеренное
вольтметром, подключенным в точках включения регулятора, долж-
но быть в пределах 115—119 В.
Вопросы для самоконтроля
1. В чем преимущества транзисторных и тиристорных регуляторов по
сравнению с регулятором на магнитных усилителях?
2. Как конструктивно повышают устойчивость регулирования напря-
жения?
3. Объясните, как влияет нагрузка генератора на запас устойчивости си-
стемы регулирования напряжения?
4. Зависит ли статическая ошибка регулирования напряжения генерато-
ра постоянного тока от величины стабилизирующего сопротивления уголь-
ного регулятора напряжения?
5. В каком случае требуется больший диапазон изменения тока возбужде-
ния, когда регулируется напряжение генератора переменного тока стабиль-
ной частоты или генератора переменного тока нестабильной частоты?
6. Как зависит коэффициент статической устойчивости генератора по-
стоянного тока от нагрузки и частоты вращения?
85
ГЛАВА 5
РЕГУЛИРОВАНИЕ ЧАСТОТЫ
И НАПРЯЖЕНИЯ ЭЛЕКТРОМАШИННЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ
5.1. Общие сведения
Электромаш и иные преобразователи используют как источники
переменного тока стабильной частоты. На ВС, где применяется пер-
вичная система электроснабжения переменного тока стабильной час-
тоты, электромашинный преобразователь служит аварийным источ-
ником, включаемым при отказе первичной системы электроснабже-
ния. На тех ВС, где в первичной системе электроснабжения приме-
няется постоянный ток, электромашинный преобразователь исполь-
зуется как источник переменного напряжения стабильной ча-
стоты.
Электромашинные преобразователи преобразуют энергию посто-
янного тока напряжением 27 В в переменный однофазный ток на-
пряжением 115 В или в трехфазный ток с линейным напряжением
36 В и частотой 400 Гц. Питание преобразователи получают
от аккумуляторов или от первичной системы электроснабжения.
Электромашинные преобразователи делятся на однофазные (ти-
па ПО), трехфазные (ПТ) и комбинированные (ПТО), генерирующие
одновременно трех и однофазный переменный ток. Преобразователи
выполняются на мощности до 6000 В-А. Номинальная мощность, от-
даваемая преобразователем, указывается в его маркировке, напри-
мер ПО-бООО. Каждый преобразователь состоит из электромашин-
ного агрегата и коробки управления. Электромашинный агрегат
представляет собой две электрические машины на общем валу в еди-
ном корпусе: двигатель постоянного тока и генератор переменного
тока. Коробка управления содержит аппаратуру для пуска и ста-
билизации частоты и напряжения преобразователя.
К недостаткам электромашинных преобразователей следует от-
нести наличиещеточно-коллекторного узла, низкий к. п. д., который
вследствие двойного преобразования энергии составляет 0,45—0,6,
большую удельную массу (рис. 5.1). В силу этих причин в настоя-
щее время электромашинные преобразователи вытесняются стати-
ческими преобразователями, имеющими больший к. п. д., больший
срок службы, лучшую динамику работы в переходных режимах и об-
ладающие низким уровнем шума. При запуске мощных преобразо-
вателей возникают пусковые токи, достигающие тысяч ампер,
что может приводить к падению напряжения в бортовой сети. Поэ-
тому с целью ограничения пусковых токов запуск преобразователей
мощностью свыше 1000 В-А производится в две ступени (рис. 5.2).
Пуск преобразователя осуществляется с помощью выключателя
S, при замыкании которого включается контактор К/, и напряжение
86
бортовой сети прикладывается
к двигателю преобразователя
через добавочное сопротивление
Это сопротивление ограни-
чивает значение максимально-
го пускового тока преобразо-
вателя /птах " U/(Ra + R),
где — сопротивление якоря.
По мере разгона ротора
преобразователя возрастает
протйво-э. д. с. когда она до-
стигнет 13 15 В, сработает
реле КЗ,которое включит кон-
тактор К2, шунтирующий свои-
ми контактами сопротивление
/?, и на двигатель будет по-
дано полное напряжение. При
этом потребляемый двигателем
ток /я вновь скачком возра-
стает до значения, близкого к
п max (рИС. 5.3).
При превышении угловой
скорости ротора преобразова-
теля на 15—20 % по сравнению
с номинальным значением сра-
батывает центробежный выклю-
чатель ВЦ (см. рис. 5.2), поме-
щенный на валу электродвига-
теля. Своими контактами он
замыкает цепь обмотки реле/(4,
которое срабатывает и самобло-
кируется, при этом отключают-
ся контакторы KI, К2, и подает-
ся сигнал на включение резерв-
ного преобразователя.
В системах электроснабже-
ния предусматривается пере-
ключение преобразователей с
основного на резервный при воз-
никновении в обмотках генера-
торов преобразователей корот-
ких замыканий, при обрывах
или коротких замыканиях в
цепй питания постоянным то-
ком, а также при повышении
выходного напряжения преоб-
разователей. Для выполнения
Рис. 5.1. Зависимость удельной мас-
сы преобразователя от его мощности
Рис. 5.2. Принципиальная схема вклю-
чения преобразователя
Рис. 5.3. Изменение тока якоря и час-
тоты вращения при включении преоб-
разователя
87
этих функций преобразователи работают совместно с аппарату-
рой защиты, которая при возникновении аварийных ситуаций
осуществляет автоматическое переключение преобразователе^.
5.2. Регулирование частоты тока
электромашинных преобразователей
это-
ач-
Двигатель и генератор преобразователя имеют об
му частота тока / синхронного генератора преобразо
но определяется угловой скоростью вала двигателяГ п:
f рп.60,
ал,
где р — число пар полюсов генератора.
В электромашинных преобразователях используют электродви-
гатели смешанного возбуждения, для которых частота вращения оп-
ределяется соотношением
—— л I М • 1 /
с (Фп + фу)
где U — напряжение питающей сети; /я — ток якоря двигателя; /?я — со-
противление обмотки якоря; с — конструктивная постоянная; Фп — магнит-
ный поток, создаваемый последовательной обмоткой возбуждения; Фу — маг-
нитный поток обмотки управления.
Как следует из (5.1), изменение напряжения питающей сети или
нагрузки преобразователя будет приводить к изменению частоты то-
ка. Для стабилизации частоты переменного тока система регулиро-
вания изменяет магнитный поток обмотки управления Фу таким об-
разом, что f = const.
Существует большое число вариантов систем стабилизации час-
тоты. В качестве примера рассмотрим систему стабилизации часто-
ты электромашинного преобразователя типа ПО (рис. 5. 4). Основ-
ными элементами его регулятора частоты являются: измерительный
орган частоты—контур LC; усилительное устройство—магнитный
усилитель (ЛМ); исполнительный элемент — управляющая об-
мотка электродвигателя и>уд. Обмотка управления магнитного
усилителя AM включена последовательно с параллельным резо-
нансным контуром LC. Резонансная частота контура выбирается
больше номинального значения частоты тока преобразователя
(/„ = 400 Гц) и составляет примерно 480—520 Гц (рис. 5.5). При из-
менении частоты тока изменяется сопротивление контура Z и, следо-
вательно, изменяется ток, протекающий по обмотке управления iy, и
ее намагничивающая сила Fy = iywy, где wy — число витков об-
мотки управления.
Вследствие включения рабочих обмоток магнитного усилителя
wpl и [0р2 (см. рис. 5.4) через выпрямительный мостик VD1, VD4 про-
исходит выпрямление тока, протекающего по обмотке управления
В8
Рис. 5.4. Принципиальная схема электромашинного преобразователя ПО
двигателя, при этом выпрямленный ток, проходя по рабочим обмот-
кам, намагничивает сердечник AM и образует таким образом внут-
реннюю положительную обратную связь. Наличие положительной
обратной связи увеличивает коэффициент усиления AM. Для повы-
шения устойчивости системы регулирования последовательно с уп-
равляющей обмоткой двигателя включена обмотка обратной связи
woc, которая обеспечивает жесткую отрицательную обратную связь.
Для улучшения качества переходных процессов и повышения точно-
сти служит демпфер на я обмотка Дод и обмотка токовой коррекции wK.
Обмотка начального подмагничивания п включена на на-
пряжение постоянного тока и обеспечивает начальное подмагничи-
вание сердечника AM (рис. 5.6). Намагничивающая сила FHa
этой обмотки больше намагничивающей силы обмотки управления
Fy, которая размагничивает сердечник. Намагничивающие силы
этих обмоток подбираются таким образом, чтобы при номинальном
режиме рабочая точка А магнитного усилителя находилась на сере-
дине линейного участка выходной характеристики AM. Для боль-
шей наглядности на рис. 5.6 не показаны намагничивающие силы
других обмоток AM, которые выполняют вспомогательные функции.
При постоянном напряжении питания преобразователя намаг-
ничивающая сила обмотки начального подмагничивания остается
постоянной. Если частота тока преобразователя повысится, то ток в
89
о
Рис. 5.5. Характеристики резо-
нансного контура
Рис. 5.6. Выходная характеристи-
ка магнитного усилителя
обмотке управления уменьшится, а вместе с ним уменьшится ее на-
магничивающая сила."В результате рабочая точка на выходной ха-
рактеристике переместится из А в В, что будет соответствовать боль-
шему току на выходе магнитного усилителя (ZB). Магнитнйй поток
обмотки управления двигателя возрастет, скорость его ротора, а с
ней и частота тока уменьшатся. Подобным образом протекают про-
цессы и при уменьшении частоты тока. Если увеличится (умень-
шится) напряжение питания, возрастет (уменьшится) намагничива-
ющая сила обмотки подмагничивания. Как следует из рис. 5.6, при
этом возрастет (уменьшится) поток обмотки управления двигателя
Фу, устраняя тем самым изменение частоты, обусловленное измене-
нием напряжения питания (см. формулу (5.1)). В этом случае Обмот-
ка начального подмагничивания обеспечивает регулирование по воз-
мущению (напряжению). Сигнал по возмущению (току) вводится
на магнитный усилитель от трансформатора тока Tv1. С ростом на-
грузки генератора частота тока падает, но намагничивающая сила
обмотки wK, которая так же, как и Ъбмотка wy, размагничивает сер-
дечник, возрастает. Это приводит к уменьшению намагниченности
сёрДёчника AM, вследствие чего уменьшается ток iB, а частота тока
гёнератора возрастет.
' Демпферная обмотка создает намагничивающую силу, подмагни-
чивающую сердечник усилителя. Эта обмотка включена параллель-
но обмотке двигателя и значение ее намагничивающей силы про-
порционально току двйТатёЛя.“ Допустим, ч^го вследствие увеличения
намагничивающей силы обмотки управления магнитный поток дви-
гателя уменьшается, тогда уменьшается его противо-э. д.с., возрас-
тает ток двигателя и возрастает намагничивающая сила демпферной
обмотки. В результате намагниченность сердечника возрастает, а
эффективность действия обмотки управления снижается, что умень-
шает величину перерегулирования частоты. Демпферная обмотка
выполняет роль жесткой отрицательной обратной связи и поэтому
увеличивает статическую ошибку регулирования. Но благодаря дей-
ствию корректирующей обмотки эта ошибка частично компенсирует-
ся и не превышает 3—4 % номинального значения частоты.
90
В некоторых преобразователях используют измерительные орга-
ны с двумя резонансными контурами, включенными по дифференци-
альной схеме. Такие измерительные органы обладают большей чув-
ствительностью и менее восприимчивы к искажению формы кривой
выходного напряжения. Для повышения устойчивости и улучшения
качества переходных процессов наряду с жесткими обратными свя-
зями применяются также гибкие обратные связи.
5.3. Регулирование напряжения
электромашинных преобразователей
Для управления напряжением преобразователя воздействуют на
магнитный поток синхронного генератора. С этой целью в преобра-
зователях типа ПО магнитный поток изменяется путем регулирова-
ния тока в обмотке возбуждения синхронного генератора, а в преоб-
разователях типа ПТ с трехфазными магнитоэлектрическими гене-
раторами — путем изменения тока подмагничивания в специальной
обмотке, насыщающей спинку статора генератора.
Основными элементами системы регулирования напряжения
являются измерительный орган и усилитель, сигнал с которого по-
ступает на обмотку возбуждения или подмагничивания генератора.
Измерительные органы преобразователей аналогичны измеритель-
ным органам регуляторов напряжения, а в качестве усилителей ча-
ще всего используется магнитный усилитель или комбинация маг-
нитного усилителя с угольным регулятором напряжения.
В преобразователях типа ПТО (рис. 5.7) напряжение генератора
через трансформаторно-выпрямительное устройство подается на из-
мерительный орган ИО, который формирует сигнал рассогласова-
ния между эталонным напряжением и его текущим значением. За-
тем этот сигнал усиливается предварительным усилителем ПУ и
поступает в блок усиления мощности БУМ, где линейно изменяю-
щийся сигнал усиливается и преобразуется в прямоугольные им-
пульсы высокой частоты, коэффициент заполнения которых изменя-
ется пропорционально изменению входного сигнала блока. Даль-
нейшее усиление сигнала осуществляется транзисторным усилите-
лем ТУ, работающим в ключевом режиме с широтно-импульсной мо-
дуляцией. На выход ТУ подключается обмотка возбуждения ОВГ ге-
нератора. Для повышения устойчивости в систему регулирования
вводятся обратные связи ОС. По аналогичной схеме регулируется
напряжение трехфазного гене-
ратора этого преобразователя.
Измерительный орган пре-
образователя выполнен по схе-
Рис. 5.7. Схема регулирования напря-
жения преобразователя ПТО
91
—о
^Вых
о о-
а б
VD5
И—
VBB
W—i
1/Л1
VBZ
VU3\
R1
R2
О+
^пит
VD4
....-о—
Рис. 5.8. Измерительный орган с дву-
сторонним питанием Г;
ме с двусторонним питанием
(рис. 5.8). В этой схеме вход-
ное напряжение UBX непосред-
ственно сравнивается с эталон-
ным Uэт- Напряжение на выхо-
де схемы (между точками а и б)
определяется как UBUX—UBj—
U вх. Напряжение эталонного
источника равно напряжению
VD1 — VD4 за вычетом паде-
стабилизации стабилизаторов
ния напряжения на' диодаГх VD5 и VD6, Стабилитроны пита-
ются от отдельного источника постоянного тока V пит через балласт-
ные сопротивления R1 и R2. Для повышения надежности схемы в
случае обрыва или повышения напряжения стабилизации стабилит-
рона стабилитроны VD1, VD2 и VD3, VD4 включаются параллель-
но и имеют примерно равные напряжения стабилизации. При этом
ток протекает через стабилитрон с более низким уровнем стабилиза-
ции, однако такое дублирование не защищает от возможного пони-
жения уровня стабилизации стабилитрона. Для защиты от пониже-
ния уровня стабилизации в измерительном органе используются две
пары стабилитронов с примерно равными напряжениями стабилиза-
ции, подключенные к выходу эталонного источника через раздели-
тельные диоды VD5, VD6. При таком построении схемы, если про-
изойдет понижение напряжения стабилизации или даже короткое
замыкание одного из стабилитронов, напряжение на выходе эталон-
ного источника практически останется постоянным благодаря нали-
чию разделительного диода и более высокого потенциала на стаби-
литронах Другой пары.
Для того чтобы ток на выходе измерительного органа мог про-
текать, когда U вх > t/9T, в схеме предусмотрено сопротивление сме-
щения R3.
На выходной характеристике ИО (рис. 5.9) участок Ьс соответ-
ствует режиму, когда пробиты стабилитроны. Чувствительность дан-
ного ИО = — 1. Сигнал
dUBX
Рис. 5.9. Выходная характеристика
измерительного органа с двусторон-
ним питанием
с выхода измерительного орга-
на поступает на предваритель-
ный усилитель, выполненный на
транзисторах по дифференциаль-
ной схеме. Усиленный сигнал
поступает на управляющую об-
мотку модулятора ширины им-
пульсов. В качестве модулятора
ширины импульсов исполь-
зуется магнитный усилитель
(рис. 5.10). Усилитель выпол-
нен по двухтактной схеме и на
92
Рис. 5.10. Принципиальная схема широтно-импульс-
ного модулятора
Рис. 5.11. Кривые
перемагничивания
сердечника AM
каждом его сердечнике имеются: рабочая обмотка шр, обмотка управ-
ления и выходная обмотка iwB. Питается магнитный усилитель
от генератора прямоугольных импульсов 1, выполненного по схеме
транзисторного мультивибратора с магнитной связью.
Вследствие наличия диодов VD1 — VD4 напряжение питания
прикладывается к каждой из рабочих обмоток в течение половины
периода прямоугольных импульсов. Допустим, что в первую поло-
вину периода напряжение приложено к обомотке 10р1. Допустим
также, что магнитное состояние сердечника этой обмотки на момент
начала полупериода соответствует точке 1 на характеристике на-
магничивания (рис. 5.11). В этот полупериод индукция В сердечни-
ка будет определяться намагничивающей силой /Ур рабочей обмотки
и направленной ей навстречу намагничивающей силой Яу обмотки
управления. Поскольку обычно Яр >ЯУ, происходит намагничи-
вание сердечника и его индукция линейно возрастает (рис. 5.12).
Поэтому в обмотках сердечника наводятся э. д. с.
dB
е—. —wS-----,
dt
где w — число витков в обмотке; S — площадь сечения сердечника.
При этом потенциал точки а (<ра) выходной обмотки ьув будет
больше потенциала точки 6 (фб). Такая полярность выходного сиг-
нала магнитного усилителя удерживает транзисторный усилитель
3 (см. рис. 5.10) в закрытом состоянии. Ток транзисторного клю-
ча iK равен нулю.
Когда индукция достигнет значения насыщения (4- Вв) (точка
2 на рис. 5.11), ее изменение прекратится, и разность потенциалов
между точками а и б станет равной нулю. Это приведет к открытию
транзисторного ключа, и напряжение питания приложится к об-
93
мотке возбуждения генератора ОВГ. Ключ будет открыт до конца
полупериода. В конце каждого полу пер иода ключ закрывается по
переднему или заднему фронту импульса генератора 1 с помощью
специальной схемы 2 (см. рис. 5. 10).
Во вторую часть полупериода, когда напряжение к обмотке дор1
не приложено, на сердечник действует только размагничивающая
сила обмотки управления, и индукция в сердечнике будет уменьшать-
ся. Чем больше намагничивающая сила обмотки управления, тем на
большую величину размагнитится сердечник за отрицательный по*
лупериод (рис. 5.11, точка 1') и, следовательно, тем дольше будет за-
перт транзистор в управляющую часть полупериода. На рис. 5.12
большему значению Яу соответствует штриховая линия. Во втором
сердечнике магнитного усилителя протекают аналогичные процессы
со сдвигом на половину периода питающего напряжения.
Таким образом, коэффициент заполнения импульсов tK/T, а
вместе с ним и ток в обмотке возбуждения генератора i в пропорцио-
нальны току в управляющей обмотке магнитного усилителя, а зна-
чение тока управления в свою очередь пропорционально сигналу на
выходе измерительного органа. На рис. 5.13 приведены зависимости
напряжений и токов на элементах системы регулирования напряже-
ния для двух значений напряжения генератора ((7) U\ >» U±,
Рис. 5.12. Диаграмма сигналов на
элементах блока БУМ
______________________
______________________Ц»,
0_____________________►
t
Рис. 5.13. Диаграмма сигналов на
элементах системы регулирования
напряжения
94
Вопросы для самоконтроля
1. Как влияет добавочное сопротивление на время запуска преобразо-
вателя?
2. Каким образом уменьшают влияние напряжения питания на частоту
тока преобразователя?
3. Изменится ли выходное напряжение измерительного органа с двумя
стабилитронами при обрыве одного из разделительных диодов УД5 или
УД6?
4. В чем отличие регулирования напряжения в преобразователях ПО и
ПТ?
ГЛАВА 6
АВТОМАТИЗАЦИЯ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ НАГРУЗОК
ПРИ ПАРАЛЛЕЛЬНОЙ РАБОТЕ АВИАЦИОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
6.1. Включение генераторов на параллельную работу
Системы электроснабжения ВС обычно состоят из двух однотип-
ных электрически независимых подсистем (каналов) правого и ле-
вого бортов. Лишь для однодвигательных, учебных и сельскохо-
зяйственной авиации самолетов и вертолетов используются однока-
нальные системы.
В первичных системах электроснабжения постоянного тока с но-
минальным напряжением 27 В подсистемы всегда работают парал-
лельно, в системах переменного тока постоянной частоты с напряже-
нием 200/115 В и номинальной частотой 400 Гц используют два ва-
рианта работы каналов:
раздельная работа всех каналов системы; в случае выхода из
строя одного из каналов его потребители переключаются на питание
от другого канала;
параллельная работа каналов правого и левого бортов без их объ-
единения; при отказе источников питания одного из бортов потреби-
тели подключаются к исправным источникам другого борта.
При параллельной работе генераторов и включении пиковых
нагрузок, например асинхронных двигателей большой мощности,
легче обеспечить требуемое качество электрической энергии и ис-
ключить ее влияние на другие потребители.
Надежность системы при различных вариантах включения в
каждом случае требует специальной оценки. Может оказаться, что
при раздельной работе подсистем вероятность безотказной работы
всей системы будет выше, чем при их параллельной работе. Это объ-
ясняется тем,что аппаратура регулирования и управления системы
электроснабжения с параллельной работой генераторов сложнее,
а отказы в системе приводят к возникновению больших токов ко-
95
роткого замыкания, что требует увеличения мощности и быстродей-
ствия аппаратуры защиты.
В каналах систем электроснабжения всегда устанавливают одно-
типные генераторы и поэтому необходимо, чтобы при параллель-
ной работе нагрузка между ними распределялась равномерно. Ина-
че максимальная мощность, которую сможет отдавать система, будет
меньше установленной мощности генераторов. При параллельной
работе генераторов постоянного тока выравнивание нагрузок про-
изводится путем воздействия на них тока возбуждения. Требова-
ниями допускается рассогласование нагрузок наиболее и наименее
нагруженного источников не более 10 % номинального тока одно-
го из генераторов.
Активные и реактивные мощности синхронных генераторов рас-
пределяются независимо друг от друга воздействием соответственно
на регулятор частоты вращения привода и на регулятор напряже-
ния генератора. Рассогласование активной нагрузки относительно
ее среднего значения не должно превышать ± 8 % номинальной
мощности одного генератора. Для реактивных нагрузок допускает-
ся рассогласование± 6 %. Процесс распределения нагрузок должен
быть устойчивым, колебания синхронных машин не допускаются.
6.2. Методы распределения нагрузок между генераторами
при параллельной работе
Распределение активной нагрузки между параллельно рабо-
тающими синхронными генераторами определяется видом меха-
нических характеристик их приводов, снабженных регуляторами
частоты. Видом внешних характеристик по реактивному току
синхронных генераторов с регуляторами напряжения опреде-
ляется распределение их реактивных токов, внешними характе-
ристиками генераторов постоянного тока — распределение их
токов нагрузки.
В первом приближении все эти характеристики могут быть пред-
ставлены прямыми линиями:
Уь =yhQ-Sk xh, (k=\, n), (6.1)
где yk — заданное значение регулируемой величины у для /г-го генератора;
dyk
- — — — коэффициент статизма, определяющий наклон соответствую-
dxk
щей характеристики; Хд — нагрузка /г-го генератора.
Значение sh зависит от настройки регулятора: если он настроен
астатически, то sk = 0, при настройке с положительным статиз-
мом sfe > 0. В случае воздействия на регуляторы управляющих сиг-
налов, значение которых определяется рассогласованием нагрузок
параллельно работающих генераторов, т. е. разностью между на-
96
грузкой данного генератора и средним значением нагрузки хср,
приходящейся на один генератор,
Ук = Ук0—Sy Xh~syh (xh — xcp), (6.2)
где syh — статизм характеристик, обусловленный действием уравнительных
(п \
2 Xk \in.
k = l /
Из уравнения (6.2) найдем выражение для нагрузки k-ro генера-
тора:
Ук0 Ук svk . ——.
ху = ; F : хср, (Л = I, п).
sk-rSyk sk'r-syk
Просуммировав все п уравнений, получим
п п .. п п
V? V V* Ук
z Xfi —^*^СР •“ / ' — z
& Sk+S«k s‘+s’k
syh
(6.3)
Л = 1
Значения yh для всех параллельно работающих генераторов оди-
наковы:
У1 Уз=- • • ^Уп-^У,
так как частота тока или соответственно напряжения на общих ши-
нах генераторов равны между собой.
Тогда
а в соответствии с (6.3)
+ хср
syk
Sk-Vsyh
1
sfe4' syh
(6.5)
Это выражение позволяет провести анализ возможных методов
распределения нагрузки между параллельно работающими генератр-
4 Зак. 2261 97
рами. Наиболее распространенными методами распределения на-
грузок в авиационных системах электроснабжения являются мето-
ды статических и мнимостатических характеристик.
Метод статических характеристик. Распределение нагрузки по
методу статических характеристик возможно при совместной работе
генератора постоянного тока или трансформаторно-выпрямитель-
ного блока с аккумуляторными батареями. В случае обрыва урав-
нительных цепей, обеспечивающих распределение нагрузки по ме-
тоду мнимого статизма генераторов постоянного тока, метод мнимо-
го статизма вырождается в метод статических характеристик.
Для распределения нагрузки по методу статических характе-
ристик, необходимо, чтобы для соответствующих характеристик
sk =£0, а управляющие сигналы, подаваемые на регуляторы для
улучшения распределения нагрузок, отсутствовали, т. е. коэффи-
циент мнимого статизма syh = 0. В качестве примера распределе-
ния нагрузки по методу статических характеристик рассмотрим па-
раллельную работу генераторов постоянного тока. В выражении
(6.5) значению уКо соответствует напряжение k-ro генератора Uka,
xh — ток нагрузки Ik, sk — статизм, обусловленный действием ре-
гулятора напряжения.
При параллельной работе генераторов постоянного тока, кро-
ме статизма s'k, обусловленного действием регуляторов напряжения,
следует учитывать и статизм внешней характеристики, вызванный
падением напряжения на сопротивлении R+h проводов, соединя-
ющих плюсовой зажим генератора с общей шиной.
Так как
U I R+k Ik —Uhf) (sfe~T R + h) I hi
то, если обозначить sh = s'k + R+ht из формулы (6.4) следует, что
при одинаковых напряжениях настройки регуляторов Ul0 — (72о“~
- ... - иП9 - и0
Напряжение на общих шинах изменяется при изменении тока
нагрузки:
и^и0-
Ток Л-го генератора
Ik
п! ср
98
и, следовательно, нагрузка между
генераторами при распределении
по методу статических характе-
ристик распределяется обратно
пропорционально коэффициентам
статизма их внешних характери-
стик (рис. 6.1).
Метод мнимостатических ха-
рактеристик. При распределении
нагрузки по методу мнимостати-
ческих характеристик в кон-
струкции регуляторов предусмат-
риваются уравнительные цепи,
позволяющие воздействовать на
их исполнительные органы сиг-
налами, пропорциональными от-
клонению нагрузки, приходящей-
ся на один генератор, от ее
среднего значения. Регуляторы
гак, чтобы
Рис. 6.1. Распределение нагрузки
по методу статических характери-
стик:
/, 2— внешние характеристики парал-
лельно работающих генераторов; 3 —
результирующая характеристика си-
стемы
в этом случае
статизм каждого регулятора sk =
Полагая в (6.4) sk = 0, z/10 Z/2o - -
настраиваются
0.
= //0, получим
Эти выражения показывают, что при методе мнимостатических
характеристик и первоначальной одинаковой настройке регулято-
ров регулируемая величина у (например, частота у = /) не зависит
от нагрузки. При этом обеспечивается равномерное распределение
активной нагрузки между генераторами.
6.3. Параллельная работа генераторов переменного тока
Параллельная работа генераторов переменного тока связана с
введением в систему управления каналами генерирования ряда
дополнительных функций, отсутствовавших при раздельной работе
генераторов.
Перед включением генератора на параллельную работу с сетью
должны быть выполнены следующие условия:
равенство напряжений генератора и сети (t/r = (7С);
равенство частот (fr = fc);
. одинаковый порядок следования фаз;
совпадение фаз э. д. с. генератора и напряжения сети.
После включения генераторов на параллельную работу во избе-
жания перегрузки отдельных генераторов активная и реактивная
1* 99
Рис. 6.2. Принципиальная
схема параллельной ра-
боты синхронного генера-
тора с сетью бесконечной
мощности (f и Uc~
= const)
Рис. 6.3. Векторная диаграмма яв-
нополюсного синхронного генера-
тора
мощности нагрузки должны равномерно распределяться между ни-
ми. Вследствие возможных изменений момента ППЧВ или коммута-
ции нагрузки угол сдвига между э. д. с. генератора и напряжением
сети 6 может изменяться. Если этот угол превысит определенные
значения (б > л/2, или б < — л/2), возникнет асинхронный ход
генератора, который сопровождается биениями тока, мощности и
напряжения, и параллельная работа генераторов нарушится. Аппа-
ратура, управляющая параллельной работой синхронных генерато-
ров, должна быть выполнена таким образом, чтобы исключить асин-
хронный ход при всех возможных режимах работы системы электро-
снабжения и обеспечить выполнение необходимых условий при вклю-
чении генераторов на совместную работу.
Для уяснения физических процессов, характеризующих парал-
лельную работу синхронных генераторов, рассмотрим параллель-
ную работу синхронного генератора с сетью бесконечной мощности
(рис. 6.2), предполагая для простоты, что сопротивление якоря гп и
сопротивление участка сети гс равны нулю.
Активная мощность генератора, как это следует из векторной
диаграммы (рис. 6.3),
Р = tnU01 cos (Iq cos 6+ Id sin 6). (6.6)
Так как
I q (Xq -{- Xc) ~
/q (Xq Xc) ~ Eq — (7(>COs6,
(6-7)
(6.8)
100
то, определив Iq и Id из уравнений (6.7) и (6.8) и подставив их зна-
чения в (6.6), получим
1
Xd+Xc
P—mUc,
Eq sin 6
Xd-|- Хс
Uc f 1
2 \ Xq Xc
sin 26
(6.9)
Для неявнополюсного генератора (Xd = Xq)
P^/n(/c[(£gsin6)/(Xd+Xc)]. (6.10)
Зависимость P = f (6) при Eq и l/c = const называется угловой
характеристикой активной мощности синхронной машины. Элект-
ромагнитный момент
Мэ^Р/<д, (6.11)
где (о — угловая скорость ротора генератора.
Он пропорционален мощности Р, и поэтому зависимость Мэм -
= f (6) имеет аналогичный вид.
Когда машина работает параллельно с сетью бесконечной мощ-
ности (1/с и f = const) при неизменном токе возбуждения генерато-
ра (Eq = const) для неявнополюсной машины зависимость Р =
= f (6) представляет собой синусоиду (рис. 6.4). Полуволны кривой
Р ~ f (б) при Р > 0 соответствуют генераторному режиму работы
(О < 6 л), а при Р < 0 — двигательному (— л < 6 < 0).
Для явнополюсного генератора мощность (рис. 6.5, кривая 3),
развиваемая машиной, согласно (6.9) обусловлена электромагнит-
ным моментом УИЭМ (кривая /), создаваемым с участием потока воз-
буждения,
M^-(mUcEq) sin6/[w(Xd + Xc)] . (6.12)
Рис. 6.5. Угловая характеристика ак-
тивной мощности явнополюсного син-
хронного генератора
Рис. 6.4. Угловая характеристика ак-
тивной мощности неявнополюсного
синхронного генератора
101
и реактивным моментом Мр (кривая 2), возникающим вследствие
действия поля реакции якоря,
~ ^с2 / I
<0 \ Хд Хс
-------sin 26.
Xd+Xc /
(6.13)
В нормальных режимах работы реактивная мощность сравнитель-
но мала и составляет 10—20 % всей мощности.
В установившемся режиме работы генератора механическая
мощность РПр, развиваемая приводом постоянной частоты враще-
ния, равна электрической мощности Р, отдаваемой генератором в
сеть. Но при этом следует учитывать, что Рар — это мощность при-
вода за вычетом механических и магнитных потерь в генераторе
(ранее было сделано допущение, что гя = 0 — электрические поте-
ри равны нулю). Мощность Рпр не зависит от угла 6 и поэтому изо-
бражена на рис. 6.4 и 6.5 горизонтальными прямыми, которые пере-
секаются характеристиками активной мощности Р = / (6) в точках
а и 6.
Статически устойчивым режимом является работа только в
точке а. Если в результате небольшого случайного возмущения угол
6 увеличится на Д6, то активная мощность генератора превысит мощ-
ность привода на ДР. Вследствие этого на валу будет действовать
избыточный тормозящий момент ДМ = /\Р1и ротор генератора
начнет притормаживаться, а угол 6 уменьшаться. Восстановится
устойчивый установившийся режим работы. При уменьшении угла
6 под воздействием случайного возмущения по прекращении его
действия генератор также вернется в режим работы в точке а.
Таким образом, участки кривой зависимости мощности от угла
6 при 0 < б < л/2 для генератора с неявно выраженными полюсами
и при 0 < 6 < 6кр для генератора с явно выраженными полюсами
соответствуют статически устойчивой работе генератора с сетью бес-
конечной мощности. Если же при работе в точке б (см. рис. 6.5) угол
увеличится на Д 6, то мощность генератора будет на ДР меньше
мощности привода постоянной частоты вращения, ротор будет уско-
ряться, угол 6 возрастет еще больше и т. д. В результате генератор
выйдет из синхронизма. Как видно из рис. 6.4, работа синхронной
машины будет статически устойчива, если выполняется условие
dPdS > 0.
Запас устойчивости генератора тем больше, чем больше его син-
хронизирующая мощность, которая определяется как разность меж-
ду максимальной электромагнитной мощностью генератора и теку-
щей электромагнитной мощностью. На рис. 6.4 и 6.5 синхронизиру-
ющая мощность обозначена символом Ра. Для устойчивости парал-
лельной работы необходимо, чтобы сихронизирующая мощность ге-
нератора была в 2—3 раза больше его номинальной мощности.
Обычно номинальной нагрузке соответствует значение 6 — 154-25°.
102
Если мощность привода гене-
ратора не меняется, то для не-
явнополюсного генератора
ра sin б = const, (6.14)
Ad
ИЛИ
PA- mUc I cos <p = const. (6.15)
Откуда следует, что при измене-
нии возбуждения генератора:
Eq sin 6 = const; (6.16)
I cos <p = const. (6.17)
Рис. 6.6. Векторная диаграмма син-
хронного генератора,: работающего па-
раллельно с сетью бесконечной мощ-
ности
Связь между Eq, 6,1 и cos ф для Р9 и Uc — const иллюстрирует век-
торная диаграмма, построенная для двух значений тока возбужде-
ния, причем /В1 > /В2 (рис. 6.6). Отрезок аб = IX coscp = Eq sin 6,
и поэтому при изменении возбуждения генератора (Eq) он остает-
ся постоянным. Следовательно, при изменении тока возбуждения ко-
нец вектора Eq скользит вдоль прямой tnn, параллельной вектору
Uct при этом будет изменяться ток генератора как по значению, так
и по фазе. Изменение тока I происходит за счет его реактивной со-
ставляющей I sin <р, поскольку активная составляющая I cos ф =
~ const, следовательно, при изменении тока возбуждения генера-
тора изменяется только его реактивная мощность. Для увели-
чения активной мощности генератора необходимо увеличить мощ-
ность, подводимую со стороны ППЧВ, т. е. увеличить момент, раз-
виваемый приводом.
Зависимости I ~ f (<в) при различных значениях Р = const
образуют семейство U-образных характеристик (рис. 6.7). Мини-
мальное значение 1 для каждой кривой определяет активную состав-
ляющую тока якоря и значение активной мощности. Нижняя кривая
соответствует Р = 0, причем — значение тока возбуждения
при Е = U. Правые части кривых соответствуют перевозбужден-
ной машине, отдаче в сеть индуктивного тока и реактивной мощно-
сти, а левые—недовозбужденной
машине, отдаче в сеть емкостного
тока и потреблению реактивной
мощности.
Работа машины определяется
пограничными прямыми тп и gh.
При мощности Р — Pt машина
может работать без перегрева от
точки а до точки bt cos ф при этом
будут различны. Работа правее
точки b ведет к перегреву обмот-
ки возбуждения, левее точки а —
Рис. 6.7. (7-образиые характери-
стики синхронной машины
103
к перегреву обмотки статора. Чтобы нагрузить данный генератор,
следует увеличить его электрическую мощность, а это можно сде-
лать, только увеличив момент вращения, приложенный к валу ге-
нератора. При нарушении равенства моментов на валу ротор гене-
ратора, а следовательно, и вектор его э. д. с. Е «забегут» вперед на
некоторый угол Д6 относительно прежнего положения, которое ха-
рактеризовалось углом 60. Увеличение угла 6 между Ё и Uc приве-
дет согласно выражению (6.10) к увеличению мощности генератора.
При параллельной работе двух генераторов одинаковой мощно-
сти, вращающихся с постоянными угловыми скоростями, характер
явлений, сопровождающих их работу, в основном будет такой же,
как и при работе генератора с сетью бесконечной мощности.
Если увеличить возбуждение одного из генераторов, то возрас-
тет отдаваемый им реактивный ток и несколько увеличится на-
пряжение в сети, при этом реактивный ток второго генератора
уменьшится. Чтобы сохранить напряжение в сети неизменным, при
переводе реактивной нагрузки необходимо одновременно с увеличе-
нием тока возбуждения нагружаемого генератора уменьшать ток
возбуждения разгружаемого генератора. Аналогичным будет ха-
рактер процессов при увеличении момента ППЧВ только у одного
генератора — возрастет его активная нагрузка. Если не уменьшить
при этом момент, развиваемый вторым ППЧВ, то частота в сети бу-
Рис. 6.8. Структурная схема па-
раллельной работы двух син-
хронных генераторов:
1 — ППЧВ; 2 — синхронный генера-
тор; 3 — трансформаторы тока; 4 —
регулятор напряжения; 5 — регуля-
тор частоты; 6 — датчик реактивно-
го тока (реактивной мощности); 7 —
датчик активного тока (активной
мощности)
дет повышаться до тех пор, пока не
наступит баланс мощностей между
ППЧВ и потребителями активной
мощности.
6.4. Датчики активных и реактивных
токов генераторов
Для равномерной загрузки гене-
раторов активной и реактивной мощ-
ностями каждый генератор имеет дат-
чик активной и реактивной мощно-
стей (рис. 6.8). Датчик активной
мощности воздействует на момент
привода генератора через систему
стабилизации угловой скорости при-
вода, датчик реактивной мощности —
на возбуждение генератора через его
регулятор напряжения. Датчик реак-
тивного тока конструктивно может
выполняться совместно с регулято-
ром напряжения, а датчик активного
тока — совместно с регулятором ча-
стоты. Если для параллельной работы
104
----г
1—г
т-т-г
I Гти
б)
Uq,
VU1
--------С
--------в
~-------д
2о---
U~HIq
о....
Рис. 6.9. Принципиальные активней и реактив-
ной мощностей V
генераторов используется отдельный блок управления, то оба дат-
чика входят в состав этого блока.
Датчики представляют собой фазовый детектор, который форми-
рует сигнал, пропорциональный сдвигу фаз между двумя сигналами
переменного тока (рис.6.9). Один из сигналов снимается с транс-
форматора тока генератора, в качестве другого сигнала в датчиках
активной мощности используется фазовое напряжение генератора,
а в датчиках реактивной мощности — линейное напряжение. Эти же
схемы могут быть использованы для датчиков реактивной мощности,
для чего обмотки трансформатора напряжения TH должны быть под-
ключены на линейное напряжение генератора (штриховая линия).
Определим напряжение на выходе (£/вых) схемы рис. 6.9, а,
работающей в режиме датчика активного тока. Между средними точ-
ками вторичной обмотки трансформатора напряжения TH (точка а)
и выходного резистора R2 (точка в) включен резистор R1, который
является нагрузкой токового трансформатора ТТ, вследствие чего
напряжение на резисторе (R1 — 1а) пропорционально току в фазе
А. Напряжениямежду точками вА (U8a) и во (Ueo) выпрямляются
диодами в противофазе прикладываются к выходному
резистору Р2дО4лпв|^льнп,
? -I м). <6|8>
где kB — коэффициент передачи выпрямителя.
Из векторной диаграммы (рис. 6.10, а) следует, что
2k k R1^' 2k k /?1^А’
где kH — коэффициент трансформации Т/7; kr — коэффициент трансформа-
ции 7Т.
При малых значениях падения напряжения на резисторе R1
sir Uа] абсолютные значения напряжений ивд и
' ft т -fcft н /
105
Ueo можно заменить проекциями их составляющих на вектор на-
пряжения Уао:
^вых ~
7Г“+ — tficosip
Krp
2&н
Да
kT
Ri cos ф
(6.19)
^вых « (Ri/M 2/А cos ф « ka /А cos ф ~ ka IAat
где k&.= 2£B (Rjk-rY, IAa — активная составляющая тока генератора.
Таким образом, напряжение на выходе схемы датчика пропор-
ционально активной составляющей тока фазы А генератора, а при
симметричной нагрузке — активной нагрузке генератора.
Если включить трансформатор TH на линейное напряжение
Уве, то, как следует из векторной диаграммы (рис. 6.10, б),
^ВЫХ ~ (J ^ВО I I Увк I) ( оь 0'всЧ-—? /А₽181Пф
= 2 (kB/kT) /А sin ф^- ^г /Аг> (6.20)
ТГ-^вс—Т- /Affisin<P
где I Ar = I a s’n Ф — реактивная составляющая тока генератора.
В схеме на рис. 6.9, б напряжение трансформатора TH прикла-
дывается к входу 1, а напряжение трансформатора ТТ—к входу 2.
Параметры трансформаторов напряжения и тока выбираются та-
ким образом, чтобы амплитуда фазового напряжения Уа или
линейное напряжение UBC намного превосходила амплитуду на-
пряжения трансформатора тока У, т. е. У a (У вс) > В этом
случае полярность напряжения Уа (UBc) определяет закрытое или
открытое состояние диодов, т. е. это напряжение является управля-
ющим. Ток в нагрузке RH определяется напряжением трансформа-
тора тока U и будет протекать лишь в ту часть полупериода напря-
жения иа (Уве), когда оно отпирает диоды. Если иа = У a sin со/,
Рис. 6.10. Векторные диаграммы дат-
чика токов
а и = У sin (art — ср), то сред-
нее значение напряжения U ъ на
резисторе
л
t/B — Iи.ср RH ~ У п~п f S*n
2nRs J
0
R„
—ф) d(at — U —-— cos ф,
^Rj
(6.21)
где — сопротивление контура то-
ка нагрузки iH.
Так как U = kTIa, то, следо-
вательно, выходной сигнал дат-
106
Рис. 6.11. Принципиальная схема включения трансформаторов тока фазо-
вых детекторов при параллельной работе синхронных генераторов
чика будет пропорционален активному току генератора. В качестве
фазовых детекторов применяются и другие схемы, в частности
схемы с двухполупериодными выпрямителями, обладающие более
высокой чувствительностью.
При параллельной работе генераторов распределение активных
и реактивных мощностей осуществляется по методу мнимого ста-
тизма. Для этого датчики активного (реактивного) тока соединяют
между собой определенным образом. На рис. 6.11 показан последо-
вательный способ соединения вторичных обмоток токовых трансфор-
маторов датчиков активной и реактивной мощностей. Резисторы
фазовых дискриминаторов R1 активного или реактивного токов сое-
диняются между собой последовательно (контакты реле К\ — КпУ
генераторов, включенных на параллельную работу, разомкнуты).
При таком соединении в соответствии со вторым законом Кирх-
гофа, если пренебречь сопротивлением соединительных проводов,
п
— 0, где Ih — ток резистора R1 fc-го дискриминатора. Сле-
довательно,
/д = /А4/Лт-/, (6.22)
где / — значение «сквозного» тока; kT — коэффициент трансформации транс-
форматора тока.
Суммируя (6.22), получаем:
п
п ^АА
2/,=0=-^-----------nl; (6.23)
Л = 1
' 1 п I
1 = _1 У 7
kT п Ak kT
К = 1
107
Рис. 6.12. Схема включения уравнитель-
ных цепей регуляторов частоты вра-
щения
Среднее значение токов
фаз А системы
j п
2 <6.24^
k= 1
Подставив выражений
(6.23) для I в формулу
(6.22), получим ;
= ^Аср)/^Т> (6.25)
т. е. ток, протекающий через резистор R1 дискриминатора, равен
разности тока фазы данного генератора и среднего значения токов
фаз А системы.
Сигнал на выходе датчика реактивного тока
^вых k — kr (^АЛ_^Аср) sin ф — Akr~^Агср), (6.26)
где 1Агср — среднее значение реактивного тока системы.
Сигнал на выходе датчика активного тока
^вых k = k& ^Ak~^Acp) sin ф ~ ^Aka~^Aacp), (6.27)
где 1А ~' сРеДнее значение активного тока системы.
Если генератор отключается от шины параллельной работы, то
обмотка его токового трансформатора шунтируется с помощью кон-
тактов соответствующего реле /<h.
Возможен и другой способ соединения датчиков активной и ре-
активной мощностей. В этом случае уравнительные цепи всех регу-
ляторов соединяют параллельно. Схема такого включения уравни-
тельных цепей для регуляторов частоты показана на рис. 6.12,
где И АТ — измеритель активного тока генератора; wy — уравни-
тельная обмотка регулятора частоты. При таком способе включения
уравнительных обмоток ток в уравнительной обмотке /г-го регуля-
тора частоты
((/вых h — Uy)/Ry,
(6.28)
где (/ВЫхь — напряжение на выходе &-го датчика; Uy — напряжение на
уравнительной шине; Ry — сопротивление обмотки k-ro регулятора.
На основании первого закона Кирхгофа для уравнительной ши-
ны справедливо
п
i ^yh~6,
108
и, следовательно,
( 2 ^вых k nUy \ I Ry — 0; (6.29>
\Л=1 JI
п / п \ I
i/y ~ ^вых ft М ~ #а I 2 Ak cos Ук] п — I Ааср»
\fc==l JI
(де /Ласр —среднее значение активного тока п параллельно работающих ге-
нераторов.
Подставив выражение (6.29) в (6.28), получим
^yh— pa (^Aafe~^Aacp)l/^y* (6.30)
При отключении или отказе одного из параллельно работаю-
щих генераторов для предотвращения снижения частоты тока в се-
ти уравнительная обмотка его регулятора частоты должна быть от-
ключена от уравнительной шины. Для этой цели в схемах преду-
смотрены контакты вспомогательных реле.
Рассмотренные схемы фазовых детекторов обеспечивают равно-
мерное распределение токов между генераторами лишь при одинако-
вой нагрузке всех фаз генераторов.
6.5. Автоматизация включения генераторов
на параллельную работу
Процесс включения синхронного генератора на параллельную
работу с другими генераторами называется синхронизацией. Суще-
ствует два способа синхронизации: точная и самосинхронизация.
При самосинхронизации невозбужденный генератор с замкну-
той на сопротивление обмоткой возбуждения приводится во враще-
ние со скоростью, близкой к синхронной, и затем включается на нап-
ряжение сети. Сразу после подключения генератора к сети на его
ротор будут действовать асинхронный и реактивный моменгы. Асин-
хронный момент уменьшает скольжение машины и, действуя вместе
с реактивным моментом, может ввести машину в синхрониям. Одна-
ко время вхождения в синхронизм может быть довольно длительным,
поэтому, чтобы ускорить процесс синхронизации, сразу после под-
ключения генератора к сети подается питание на обмотку возбуж-
дения. Основной недостаток метода самосинхронизации — большие
колебания напряжения и тока, которые сопровождают процесс вхо-
ждения генераторов в синхронизм. Кроме того, подключение син-
хронных генераторов с вращающимся выпрямителем к сети при от-
сутствии возбуждения сопровождается значительным перенапряже-
нием на обмотке возбуждения, в результате чего выпрямители мо-
гут выйти из строя.
109
Число периодов качания ротора генератора при синхронизации/
а следовательно, и число всплесков тока и напряжения будут тем
меньше, чем ближе скорость генератора к синхронной. Отклонение
скорости от синхронной определяется точностью системы стабшп -
зации частоты и обычно не превышает 1—2 %.
Если в момент включения генератора на параллельную работу
угол между его напряжением и напряжением сети равен нулю
012 = 0) и необходимо закончить синхронизацию, когда 612 с
< л/2, то скольжение генератора Г
/2(/г Eq 2л/г / (О®
---------х. ------
Xd S
где w — угловая скорость генератора; S —номинальная мощность генерато-
ра; / — момент инерции ротора генератора и его привода.
Метод самосинхронизации применяется для включения на па-
раллельную работу генераторов небольшой мощности.
Методы точной синхронизации могут обеспечивать включение
генераторов на параллельную работу без бросков тока и напряже-
ния. Суть этих методов заключается в том, что генератор включает-
ся на параллельную работу с сетью в момент, когда частота генера-
тора /г равна частоте сети /с, напряжение генератора UF и сети Uc
одинаковы и угол между векторами йг и Uc равен нулю (612 = 0).
Поскольку эти условия выполняются не абсолютно точно, то при
подключении генератора возникает уравнительный ток, вызываю-
щий колебания активной и реактивной мощностей в системе. Мак-
симальное значение уравнительного тока iyp определяется сверх-
переходными сопротивлениями сети X'dc, генератора Xdr и значе-
нием угла 612. Если |(7Г| = |^с| = U, то
. 1.81/2-2С/ . «„
'УР " 2 ' ‘ ’
Из выражения (6.31) следует, что если момент включения выбран
правильно (612 = 0), то уравнительный ток равен нулю. Максималь-
ного значения уравнительный ток достигнет при 612 — 180°. В этом
случае он может даже превысить ударный ток короткого замыка-
ния, создав значительный ударный момент на валу ППЧВ.
Если генератор включается при неравенстве частот ((7Г — Uc,
fr ф fc, 612 = 0), то при /г > /с ротор генератора начнет опережать
ротор эквивалентного генератора сети. При 612 > 0 генератор при-
мет на себя активную нагрузку, вследствие чего его ротор начнет
тормозиться. Чем больше разность частот, тем больше угол 612. При
значительном расхождении частот ротор генератора может сразу
не войти в синхронизм, а несколько раз повернуться на 360 0 в
асинхронном режиме. Этот процесс сопровождается значительными
скачками уравнительного тока и мощности.
но
H't
2lcBfi
Рис. 6.13. Принципиальная электрическая схема пассивного синхронизатора
Условия, необходимые для включения генератора на параллель-
ную работу, контролируют с помощью синхронизаторов. Различа-
ют пассивные и активные синхронизаторы. Пассивные состоят из
устройства для определения момента синхронизма (6j2 - 0). При
достаточно высокой точности регуляторов напряжения и частоты,
когда разность частот генератора и сети невелика (4—6 Гц), а на-
пряжения одинаковы в момент, когда угол между векторами одно-
именных фаз близок к нулю, устройство подает сигнал в систему уп-
равления на включение генератора на параллельную работу. Ак-
тивные синхронизаторы состоят из устройства для определения мо-
мента синхронизма и уравнителей, воздействующих на регулирую-
щие органы подключаемого генератора. Когда регулируемые пара-
метры соответствуют заданным значениям, генератор автоматически
включается в сеть.
Принцип действия устройства определения момента синхрониз-
ма основан на методе биений, т. е. на изменении так называемого
напряжения скольжения, значение которого получают, подсоединяя
измерительное устройство к одноименным фазам генератора и сети.
В пассивном синхронизаторе (рис. 6.13) между точками а и б
выпрямителя напряжение
ua6 -Ur sin (Or t~Uc sin ®c t;
(6.32)
при Ur = Uc = U
nil Шг—Wc 4 Wr 4 <Oc
u a о - 2U s i ii---t cos--------t. (6.33)
111
Рис. 6.14. Зависимость напряжения скольжения Ua от частот ®г и (ос
После выпрямления и сглаживания высокочастотных составля-
ющих с круговой частотой (сог 4- <ос)/2 с помощью конденсатора С1
на реле К1 получают напряжение скольжения
Ug— kU .sin (®г—(ос) “ t =kU sin
<£>
^12
2
так как
(<ог—<ос)
/ = 613/2.
2
Напряжение скольжения 1)& определяется соотношением частот
сог и юс (рис. 6.14). Когда напряжение скольжения достигнет напря-
жения срабатывания реле /С/ ((/ср) (см. Рис- 6.13), оно срабатывает,
и через контакты /<7 происходит заряд конденсатора С1 в течение
времени tc.
К моменту синхронизма напряжение на реле /С/ уменьшается и
при UOTa, если период биений велик (рис. 6.14, а), оно успевает от-
пустить свои размыкающие контакты Л7, подключая реле К2 к
заряженному конденсатору Ci. Реле К2 при срабатывании обеспе-
чивает при замкнутом выключателе S включение генератора на па-
раллельную работу.
Если разность частот сог и <ос велика (рис. 6.14, б), то реле KJ за
время /р не успевает отпустить свои контакты и подключить реле
к конденсатору С1, и генератор на параллельную работу не под-
ключается. Не подключается генератор и при большой разности на-
пряжений, так как напряжение скольжения при этом не снижается
до напряжения отпускания реле /<7.
Реле КЗ и К4 (см. рис. 6.13) выполняют вспомогательные функ-
ции. Если генератор подключен к шинам одиночной работы (Д,
В, С), а на шинах параллельной работы (Д', В', С') напряжения еще
нет (рассматриваемый генератор включается первым), то размыка-
ющие контакты реле К4 замкнуты. При включении выключателя S
(включение генератора на параллельную работу) срабатывает ре-
ле КЗ, замыкая цепь контактора Кпр. Через другие замыкающие
контакты КЗ реле КЗ, выполняющее функции реле памяти («запо-
миная», что генератор подключался к общим шинам первым), са-
моблокируется. При наличии напряжения на фазе С' шин парал-
112
дельной работы реле К4 срабатывает и генератор подключается
синхронизатором, так как реле КЗ теперь может включиться толь-
ко после срабатывания реле К2.
В современных системах управления параллельной работой ге-
нераторов используются активные синхронизаторы, состоящие из
двух взаимосвязанных частей: устройства улавливания момента
синхронизма (собственно синхронизатор) и уравнителя частот
(рис. 6.15). Синхронизатор управляет моментом включения контак-
тора параллельной работы Кпр. Уравнитель частот воздействует на
привод постоянной частоты вращения, сближает частоты вращения
Генераторов, включаемых на параллельную работу.
В состав синхронизатора входят элементы DD1 — DD7, и ра-
ботает он следующим образом. Синусоидальные напряжения обоих
генераторов Url и (7Г2, включаемых на параллельную работу, по-
ступают на формирователи импульсов DD1 и DD2. Сигналы прямо-
угольной формы с выходом формирователей импульсов поступают
на схему DD3, выполняющую логическую функцию «исключающее
или»:
Z^X2 Х^+Х2 Xi.
Выходной сигнал элемента DD3.(Z) передним фронтом запу-
скает одновибратор G1 — 1, а задним фронтом осуществляет запись
выходного сигнала одновибратора G1 — 2 в младший разряд че-
тырехразрядного сдвигового регистра DD6 и сигнала одновибратора
G1 — 1 в одноразрядный регистр DD7. Причем запись информации в
Рис. 6.15. Принципиальная схема активного синхронизатора
113
Рис. 6.16. Временная диаграмма активного синхронизатора
регистр DD7 будет производиться лишь при наличии «1» на разре-
шающем входе V.
В качестве элемента DD6 используется регистр с последователь-
ной записью «1» и параллельной записью «О». При наличии на входе
«D» сигнала «О», по форонту 1 —> 0 на входе «С» все разряды регист-
ра обнулятся. Если на входе «/)» будет‘«1», то она появится на выхо-
де сдвигового регистра по истечении четырех тактовых импульсов.
Одновибраторы G1 — 1 и G1 — 2 выдают одиночные импульсы
длительностью соответственно и /2, причем одновибратор G1—2
запускается отрицательным фронтом импульса G1—1. При наличии
скольжения генераторов длительность сигнала Z будет периодиче-
ски меняться от нуля (напряжения Url и Ur2 совпадают по фазе)
до максимального значения (сдвиг фаз равен 180°), причем задний
фронт этого сигнала будет периодически попадать или не попадать
во временные интервалы, формируемые одновибраторами G1—1 и
G1—2. Синхронизатор контролирует скольжение генераторов и фа-
зовый угол между их напряжениями. На рис. 6.16 показаны диа-
граммы сигналов на элементах синхронизатора для случая, когда
синхронизатор формирует команду (S) на включение параллельной
работы.
Синхронизатор должен выдать сигнал включения генераторов
на параллельную работу, когда фазовый сдвиг между напряжения-
ми генераторов близок к определенному значению, называемому уг-
лом опережения <рОп- Значение <роп определяется временем запазды-
вания срабатывания контактора параллельной работы t3 по отноше-
нию к разрешающему сигналу синхронизатора. При этом угол опе-
режения
фоп=360 &t3/Tc,
„ 1
где Тс= -----— — период скольжения.
I Г1 I Г2
114
Обычно угол опережения составляет 25—35° при |/г1 — /г2| =
=24-3 Гц. Угол опережения определяется длительностью импульса
одновибратора G1—1.
Временной интервал t2, формируемый одновибратором G1—2,
служит для оценки скольжения. Если скольжение не превышает
заданного значения, то задний фронт импульса Z по мере сближения
фаз не менее четырех раз подряд попадет в этот интервал, при этом
на входе «У» hDD7 появится разрешающий сигнал «1». По мере даль-
нейшего сближения фаз, когда их рассогласование станет равным
<роП (задний фронт Z попадет в интервал tx), на выходе синхрониза-
тора появится сигнал разрешения включения на параллельную ра-
боту S. Если скольжение велико, то задний фронт импульса Z не
успевает четыре раза подряд попасть в интервал и по вы-
ходе его из этого интервала происходит обнуление регистра DD6.
x-'-''Для сближения частот генераторов служит уравнитель частот,
выполненный на микросхемах DD8—DD11. Микросхемы DD8,
DD9, DD11 и DD12 являются дифференциаторами, формирующими
на своих выходах короткие импульсы по заднему фронту входных
сигналов, причем импульсы на выходах дифференциаторов DD11
и DD12 появятся лишь при наличии разрешающего сигнала «1» на
их входах, подключенных к DD10. Если частота первого генератора
выше частоты второго, то наступают такие моменты времени, когда
между двумя импульсами на дифференциаторе DD9 появляются два
импульса на дифференциаторе DD8, а в остальные моменты времени
импульсы на дифференциаторах DD8t DD9 чередуются. При чере-
довании импульсов триггер DD10 периодически меняет свое со-
стояние, блокируя работу дифференциаторов DD11 и DD12. Со-
стояние триггера DD13 при этом не меняется.
При наличии подряд двух импульсов на входе DD8 триггер
DD10 по первому импульсу установит свой прямой выход в состо-
яние «1», разрешая работу дифференциатора DD11, а по второму
импульсу триггер DD13 установится в состояние с «1» на прямом
выходе. Далее триггер DD13 будет находиться в состоянии «1»
на прямом выходе, пока частота первого генератора не понизится.
По сигналу | f будет понижаться частота первого генератора его
корректором частоты.
При частоте первого генератора меньше частоты второго про-
исходят аналогичные процессы, в результате которых DD13 уста-
новится в состояние с «1» на инверсном выходе. Это является сигна-
лом на повышение частоты первого генератора.
Включение генераторов на параллельную работу и ее контроль
осуществляются автоматически по сигналам блока БЗУ или отдель-
ного блока управления параллельной работой. Основные условия
включения контактора параллельной работы /Спр следующие:
/кпр — /1 (A/) (SVKnp),
(6.34)
115
где fh пр —сигнал на включение контактора параллельной работы;
//(AZ) — сигнал, свидетельствующий об отсутствии неисправностей по балан-
су полных токов генераторов; = Зпр^бсОкщбкнг-
К предварительным условиям, необходимым для включения ге-
нераторов на параллельную работу, относятся:
включение выключателя «Параллельная работа» Snp;
подача управляющих команд 6КИ1 и 6КН2 на контакторы нагрузки
генераторов ЛН1 и КН2. Эти сигналы свидетельствут об исправной
работе обоих каналов генерирования;
наличие напряжения в бортовой сети постоянного тока 21 —
24 В ((/бс =1), так как мощности подвозбудителя хотя и достаточ-
но для питания механизма заслонки ППЧВ, БРН, БЗУ, контакто-
ров /<н и Кпр (когда контакторы находятся во включенном состоя-
нии), но может не хватить для включения контактора КПр в нуж-
ный момент времени. .Запаздывание при включении контактора
/<пр приводит к несинхронным включениям каналов.
Командой ft разрешается работа синхронизатора и уравнителя
частот, а также устанавливается начальная выдержка времени, пос-
ле этого может начать действовать защита по небалансу токов
для предотвращения ее срабатывания во время переходных процес-
сов, возникающих после включения генераторов на параллельную
работу. При выполнении предварительных условий момент включе-
ния генераторов на параллельную работу определяется только ра-
ботой синхронизатора — поступлением команды «5». После срабаты-
вания контактора параллельной работы включаются уравнитель-
ные обмотки системы распределения реактивных и активных мощно-
стей. Контактор параллельной работы в нормальных режимах от-
ключается выключателем Snp, а в ненормальных режимах (с вы-
держкой времени 4—6 с) выключается защитой по небалансу пол-
ных токов параллельно работающих генераторов, фиксирующей
перегрузку одного из них (Н (А/) = 1).
Для контроля состояния системы управления параллельной ра-
ботой ее оснащают устройством встроенного контроля, который
обеспечивает проверку правильности функционирования цепей рас-
пределения нагрузок, органов управления и диагностирует отказы
отдельных элементов.
6.6. Параллельная работа генераторов постоянного тока
Равномерность распределения нагрузки между параллельно ра-
ботающими генераторами достигается при использовании метода
мнимого статизма. Управляющие сигналы Iyh — kh (Ih — /ср)
подаются на вход регуляторов напряжения на уравнительные об-
мотки, магнитодвижущие силы которых взаимодействуют с магнито-
движущими силами рабочих (управляющих) обмоток. Цепь урав-
нительных обмоток присоединяется к минусовым выводам генера-
116
Рис. 6.17. Схема параллельной работы двух генераторов постоянного тока
торов (рис. 6.17). Роль балластных сопротивлений /?б выполняют
калиброванные резисторы или сопротивления обмоток дополни-
тельных полюсов. Балластные сопротивления должны быть равны
между собой, так как только при равномерном распределении на-
грузки между генераторами (/х = /2 ••• = In) падение напряжения
на балластных сопротивлениях одинаково, и по уравнительным об-
моткам ток не протекает (Iyh = 0).
Если допустить, что регуляторы всех генераторов настроены
астатически и параметры их уравнительных цепей одинаковы, то
для k-ro генератора
G ft UfiQ Sy Iyh ,
где Uht — напряжение астатически настроенного регулятора напряжения;
Sy — статизм регулятора по уравнительному току; /уь — ток в уравнитель-
ной обмотке k-ro генератора.
Уравнительный ток
Iyk~ (^б Ik 7Уу)//?у,
где Uy — напряжение на уравнительной шине; Ry —сопротивление уравни-
тельной обмотки и ее соединительных проводов.
В соответствии с первым законом Кирхгофа сумма уравнитель-
п
ных токов S/yh == 0. Это значит, что
Л=1
п
/?б 2 Ik-nUy=0-,
Л==1
1 V
Uy ——Кб ?, Ik —Кб
* п
Л = 1
Таким образом, напряжение на уравнительной шине пропорцио-
нально среднему значению тока нагрузки, а управляющий сигнал
7yfe, поступающий на вход k-ro регулятора напряжения,
Iyk — (Кб/Ку) (Ik Iср)
117
пропорционален отклонению тока k-ro генератора от среднего зна-
чения тока нагрузки, и, следовательно, нагрузка распределяется по/
методу мнимого статизма. /
Процесс выравнивания нагрузок удобно рассматривать на прич'
мере параллельной работы двух генераторов постоянного тока^
снабженных угольными регуляторами напряжения (см. рис. 6.17)j
Если предположить, что генератор G1 имеет более высокое напря*
жение, чем генератор G2t то при равенстве сопротивлений в Плюсов
вых цепях генераторов и балластных сопротивлений ток отдавав
емый первым генератором, больше тока' /а второго генератора. Сле-
довательно, падение напряжения на балластном сопротивлении И
цепи первого генератора больше, чем в цепи второго, а потенциал
точки б больше потенциала точки а. В этом случае по уравнитель-
ной цепи протекает ток от точки б к точке а.
Уравнительная и .рабочая обмотки электромагнита регулятора
напряжения соединены так, что их м. д. с., для регулятора более
нагруженного генератора G1 складываются, а для регулятора ме-
нее нагруженного генератора G2 вычитаются. Вследствие этого
сила притяжения электромагнита регулятора генератора G1 не-
сколько возрастает, угольный столбик удлиняется, сопротивление
его, а следовательно, и сопротивление цепи возбуждения генерато-
ра G1, увеличиваются, что приводит к понижению напряжения
генератора G1 и его тока нагрузки. Для второго генератора напряже-
ние и ток возрастают. Рассмотренный процесс распределения на-
грузок возможен при идентичности параметров параллельно рабо-
тающих генераторов.
Особенность схемы параллельной работы генераторов состоит
в том, что при отключении одного из генераторов от сети необхо-
димо разомкнуть уравнительную цепь. В противном случае напря-
жение работающего генератора под воздействием уравнительной
обмотки будет понижаться, так как уравнительная цепь стремится
понизить напряжение более нагруженного генератора и повысить
менее нагруженного. В данном случае ток нагрузки второго генера-
тора равен нулю, и уравнительная цепь снизит напряжение вклю-
ченного генератора.
6.7. Влияние неидентичности параметров
каналов генерирования электроэнергии постоянного тока
на распределение нагрузки
На параллельную работу включают генераторы с регуляторами,
все параметры которых одинаковы. Однако в процессе монтажа и
эксплуатации системы электроснабжения сопротивления участков
в плюсовой цепи генераторов и балластные сопротивления вследст-
вие ухудшения контактных соединений могут изменяться. Изме-
няться может и настройка регуляторов напряжения.
118
Влияние неидентичности параметров каналов генерирования
оценим на примере параллельной работы п однотипных генерато-
ров. В общем случае при неравенстве напряжений генераторов, на
которые настроены регуляторы до включения их на параллельную
работу, т. е. при [/01#=(/02 ... £/оп, при неравенстве сопро-
тивлений всех соединительных проводов как «плюсовых», так и «ми-
нусовых» цепей, т. е. при
/?+1 7*= 7*= • • • Я+ть ‘
и при неодинаковых сопротивлениях уравнительных обмоток
Ry* ^... ^ /?уп,
распределение общей нагрузки между генераторами можно найти
путем решения 2п уравнений относительно токов генераторов /ь
.... 1п и уравнительных токов /у1, ..., 1уп.
Наибольший интерес представляет не общее решение задачи,
а частный случай, когда UQi = UQ3 = ... = UOn = UQ, a U01>
> UQ. При этом генератор, имеющий несколько большее напряже-
ние, может недопустимо перегрузиться, в то время как остальные
генераторы будут работать с недогрузкой. Если принять, что UQi —
== Uo^i = 2?п'> U01 > Uo; R+i = R+o, i = 2п; R6i = R60, i =
— 2, n, то распределение нагрузки в такой системе можно найти,
рассматривая параллельную работу п генераторов как работу двух
генераторов различной мощности: генератора с напряжением наст-
ройки регулятора U01, током сопротивлениями плюсового и мину-
сового плеч 7?+1 и RQ1, сопротивлением уравнительной обмотки
Ryl и другого генератора с мощностью, в (п — 1) раз большей, чем
первого, с напряжением настройки регулятора Uoo, током /0 —
— /0 (п — 1), где /0 — ток одного из (п — 1) генераторов, сопро-
тивлениями плеч плюсовой и минусовой цепей, соответственно рав-
ными R'+q = R+0/(n — 1) и R’60 -R (п— 1), сопротивлением урав-
нительной обмотки Ryt = RyJ(n — 1) и сопротивлением рабочей
обмотки электромагнита Rs = R3/(n — 1).
Для астатической настройки регулятора напряжения результи-
рующая м. д. с. его рабочей w3 и уравнительной wy обмоток для ус-
тановившихся режимов постоянна.
Для первого генератора
(Ul/R9)w3+Iyl wy = (UOi/R3) w3,
где Ux — напряжение на зажимах первого генератора.
Для второго генератора (эквивалентного)
-^Т“’э + /уо й>у=(Цю/Я9) »э-
Так как
/у1 4-/уо = 0, где /уо=-/Уо (л—1),
119
то
U1 = U(tl— (шу/и»э) #Э/уГ,
Uq— £/<М)-Ь (^у/^э) #Э Zyi (Л— 0 •
Если обозначить (wy/w3) R3 — а, то
= —а/у1; (6.35)
и^ий0 + а!(п — 1) Zyl, (6.36)
где а характеризует чувствительность регулятора напряжения к изменению
тока в уравнительной обмотке.
Напряжение на общей шине генераторов
= (6.37)
Согласно второму закону Кирхгофа для контура уравнительных
цепей справедливо соотношение
/ #Уп \ #бл
-#61 (Л — zyl) + I tfyi’+TZT ) Zyi + -7ГГ IZo (л-1) -Myi) = °- (6-38)
В качестве характеристики неравномерности распределения на-
грузки между генераторами В. С. Кулебакиным было введено по-
нятие поперечного тока Iq для п параллельно работающих гене-
раторов:
Zq-=Z]— ZHarp//l, (6.39)
т. е. ток первого генератора отличается от среднего тока нагрузки
^нагр/я на величину lq.
Ток каждого из (п — 1) генераторов отличается от среднего зна-
чения тока на величину
z;=-z«/(n-l) = (zHarp/n)-Z0. (6.40)
Таким образом,
Л~ (^нагр/л) 4-Zq,‘ (6.41)
Zo~ (ZHacpM)—Iq/(n — 1) . (6.42)
Естественно, что
Л + (я— l)Zo=ZHarp- (6.43)
Из уравнений (6.35) — (6.43) можно найти
/д = (C/oi f/?у0 (Л - 1) + + /?б1 (« -1) + #б0] (« -1) М -[/?« ~
— #+о! (#уо (л — 1) + #yi + #61 (л —1) +
+ #б01 ^нагр/^ — а [#61 #б0] ZHarp/£« (6.44).
где А - |/?У0 (л — 1) 4-#у1 + #б1 (л —-1) +#б0] [#+i (л — 1) +#+oJ4~
+ ал [#6i (л —1)-Ь#б0};
#г-{[#у#(л-1)+#у1 + #б1(л-1) + #боЦ#+1(л-1) + #4-о] +
+ «л (#61 (л —1) + #б0]}
120
£ — {[#Уо (п— 1)4- #yi4-#6i (rt 1) 4- #б0] l#+i (п— 04- #+о] 4-
+ ап [Яб1 (и—1)+/?б0]}«-
Из выражения (6.44) следует, что равномерное распределение
нагрузки, не зависящее от ее значения, возможно только при усло-
виях:
^oi~^ooi Я+1 — (6.45)
При этом /q = 0, = /0 и, следовательно, 1г = /2 = ... =
= /н.
Для двух параллельно работающих генераторов (л — 2) фор-
мула (6.44) приобретает вид
j__________— ^02) (#yi~W?yjz4~#6у4-#бг)__________
9 [#yi4-#y24-#6i+#621 [/?+14-&нРт-'2а [/?б14-/?б21
__ _____(#+1 #4-г) (#У| + #У2 Г ^бг+ ^ог) /нагр__
{(/?У14-/?уг4-/?б1 + ад I#+i 4-^+г] + 2а (/?б1 -4- /?б9В 2
___________________а (#61—#62) ^нагр______________
{[#у14*#у«4-#б14-#62) [#+14-#+214-2а[Яб14-У?б2]} 2
Невыполнение любого из условий приводит к неравномерному
распределению нагрузки между генераторами, а следовательно, к
нарушению нормальной работы системы электроснабжения.
Для выяснения влияния отдельных факторов на характер рас-
пределения нагрузки между генераторами рассмотрим несколько
частных случаев.
1. Влияние неравенства напряжений настройки регуляторов
на распределение нагрузки между генераторами (С/01> UQi\ R^~
= #б2 = #б; = /?+2 = ₽+; #у1 = ₽у2 — #у). Одной из на-
иболее вероятных в условиях эксплуатации причин, вызывающих
неравномерное распределение нагрузки между генераторами, рабо-
тающими на общую сеть, является неравенство напряжений, под-
держиваемых регуляторами вследствие ошибок при первоначальной
настройке регуляторов, влияния изменяющихся температурных ус-
ловий и несовершенства температурной компенсации; расстройки
регуляторов в процессе работы; неполного соответствия характе-
ристик совместно работающих регуляторов напряжения.
При условиях U01 > Ц)2; R+1 = R+i; R6i = #б2: #yi = Rv*
из (6.46) следует, что
, (^01 ^02) (2/?у4~2/?б)_ U01 U02 * ._
’ ’ (2R, + 2R6) 2R++ 4а«б “ Г «Л0 Т ’ ’
L R+(Ry+R6) J
Если уравнительную цепь разомкнуть, т. е. считать, что
то
Iq = (U^U^/2R+.
(6.48)
121
Рис. 6.18. Зависимость токов генераторов от тока нагрузки:
<1 — t/jO 4й VnOt Я+| == Я+2, R6\=sRfht б — Я+1 Я+i» /?б1те^?бг: в — СЛо“*^2О» /?+|вТ?+2>
/?б| ЧЙ J?6j
Так как сопротивления проводов выбираются такими, чтобы
падение напряжения на них при номинальном токе не превышало
0,02 U Ht то из (6.48) следует, что даже при допустимой расстройке
регуляторов U01 — U02 — 0,02 UK при разомкнутой уравнительной
цепи поперечный ток
О.О^н /2
q 0,02-2(/н//н н ’
а разность токов может достигать номинального значения
Согласно (6.47) и (6.48) отношение поперечных токов
N _ 1___________
/; 1 + а/?б/[₽+ (*у + /?б)1 ’
т. е. zg<
Таким образом, при наличии уравнительной цепи нагрузка рас-
пределяется между генераторами более равномерно. Через урав-
нительные обмотки протекает ток в направлении, при котором на-
пряжение более нагруженного генератора уменьшается, а менее
нагруженного увеличивается, вследствие чего установившаяся раз-
ность токов нагрузки получается относительно небольшой.
При неравенстве напряжений настройки регуляторов попереч-
ный ток, как это видно из формулы (6.46), не зависит от тока на-
грузки и для данной расстройки регуляторов (t/Oi — ^02) является
постоянным (рис. 6.18). Даже при отсутствии нагрузки во внешней
цепи генераторов существует некоторый поперечный ток Iq. При
U0l > U02 и /Нагр 0 первый генератор работает в генераторном
режиме с током нагрузки Iq. Второй генератор при этом работает в
двигательном режиме, и ток Iq является для него током потребле-
ния (обратным током). '
122
2. Влияние неравенства сопротивлений плюсовых участков ге-
нераторных цепей (С/01 = (702 = t/0; /?б1 = /?б2 = Яб; /?yl-
=ЯУ2 — Ry', R+i #= R+г- В условиях эксплуатации возможно на-
рушение неравенства сопротивлений этих участков по следующим
причинам:
вследствие ухудшения состояния контактных соединений одно-
го из участков в местах присоединения провода к шине, шунту ам-
перметра или зажимам реле обратного тока;
при увеличении переходного сопротивления контактов контакт*
ного реле обратного тока при загрязнении, окислении или обгора-
нии контактных поверхностей. Ввиду того что сопротивления этих
участков проводов весьма малы и обычно для систем, рассчитанных
на большие токи, измеряются тысячными долями ома, всякое ухуд-
шение состояний контактных соединений может привести к значи-
тельной разности между сопротивлениями этих участков.
При t/01 = ^02 ~ ^0» R 61 == R б2 ~ R б> Ryl ~ R у2 “ Ry,
и при 7?+1из выражения (6.46) следует:
у______1 (К-Н— R+i) (Ry + Rfi) ^нагр
2 (2/?у+/?б) (/?+] 4- 2а/^б
Значение тока Iq для рассматриваемого случая находится в ли-
нейной зависимости от тока нагрузки, и, следовательно, при па-
раллельной работе распределение нагрузки между генераторами
характеризуется прямыми, изображенными на рис. 6.18, б для слу-
чая R+1 > R+2.
При разомкнутой цепи уравнительных обмоток (Ry^) попе-
речный ток
I q~ —((R+1 — R+2) !(R+i~YR+i)) ^нагр-
Отношение поперечного тока Iq при замкнутой уравнительной
цепи к поперечному току Ц при разомкнутой уравнительной цепи
—(а. -------------!---------------- 49)
1 + [2а/?б/(/?у+/?б) (/?+i + Я+8)] ’
т. е. Iq < I'q.
Таким образом, влияние неравенства сопротивлений положитель-
ных участков генераторных цепей на распределение нагрузки меж-
ду параллельно включенными генераторами относительно невелико
благодаря эффективному выравнивающему действию уравнитель-
ных обмоток регуляторов напряжения.
3. Влияние неравенства балластных сопротивлений (£/01 —
~ t^02 = = R+‘, Ryl = Ryi ~~ Ry, Rgi
> /?бг)- В процессе эксплуатации условие равенства бал-
ластных сопротивлений может быть нарушено вследствие ухуд-
шения контакта в месте присоединения минусового провода одного
123
из генераторов к шине (или к корпусу самолета) при ослаблении за-
жима и окислении соприкасающихся поверхностей, а также в ре-
зультате неодинаковых условий нагрева или охлаждения балласт-
ных сопротивлений.
При R 61 > R ба согласно (6.46)
. _ __ 1_____________а (^61 у
9 2 (2/?у+/гв1+₽б«)/?++«№ +1/?б1) нагр'
Из этого выражения следует, что для случая R б1 > R ба попереч-
ный ток находится в линейной зависимости от тока нагрузки
(рис. 6.18, в). При соответственно одинаковом неравенстве участков
генераторных цепей АТ? = ROl — R6z = R+1 — Т?+2 поперечный
ток при неравенстве балластных сопротивлений значительно боль-
ше, чем при неравенстве положительных цепей, так как a> 2Х
X (Ry + R6). При неравенстве балластных сопротивлений по урав-
нительной цепи протекает ток в направлении, при котором напря-
жение первого, менее нагруженного генератора понижается, а на-
пряжение второго более нагруженного генератора повышается.
При разомкнутой уравнительной цепи (Яу-^о) Гч = 0. Это оз-
начает, что уравнительные обмотки при неравенстве балластных
сопротивлений не способствуют равномерному распределению на-
грузки между параллельно работающими генераторами, наоборот,
распределение нагрузки в этом случае становится более неравно-
мерным, чем при разомкнутой уравнительной цепи. Так как балласт-
ные сопротивления для систем, рассчитанных на большие нагрузки,
весьма малы, то всякое ухудшение состояния контактных соедине-
ний между шинами или массой самолета и минусовым выводом од-
ного из генераторов может привести к существенной разности этих
сопротивлений, т. е. к значительной неравномерности распределе-
ния тока между генераторами при больших нагрузках сети. Поэтому
в процессе эксплуатации необходимо тщательно наблюдать за со-
стоянием минусовых цепей генераторов.
Вопросы для самоконтроля
1. Каковы условия включения синхронного генератора на параллельную
работу?
2. Как изменяется синхронизирующая мощность генератора с увеличе-
нием его нагрузки?
3. Почему измерители активных и реактивных мощностей работают пра-
вильно лишь при равномерной нагрузке фаз генератора?
4. От каких факторов зависит угол опережения при включении генера-
тора на параллельную работу?
5. По какому методу будет распределяться нагрузка между двумя парал-
лельно работающими генераторами постоянного тока, если произойдет об-
рыв уравнительной цепи?
6. Как изменится напряжение параллельно работающих генераторов,
если их уравнительная шина замкнется на корпус ВС?
124
ГЛАВА 7
СТАТИЧЕСКИЕ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ РОДА ТОКА
7.1. Статические преобразователи переменного тока
в постоянный
Статические преобразователи переменного тока в постоянный
предназначены для преобразования переменного тока 115 В,
400 Гц в постоянный ток напряжением 28,5 В. Статические преобра-
зователи являются основными источниками постоянного тока на
ВС, где первичная система электроснабжения выполнена на пере-
менном токе. Для этой цели используют трансформаторно-выпрями-
тельные блоки (ТВБ) или выпрямительные установки (ВУ). В состав
ТВБ или ВУ входят трансформатор, выпрямитель, сглаживающий
фильтр, а в некоторых случаях и регулятор напряжения. Для уп-
равления выпрямительным устройством, а также для защиты кана-
ла постоянного тока от аварийных режимов ВУ могут оснащаться
блоком защиты и управления. Охлаждение ВУ осуществляется с по-
мощью встроенных вентиляторов.
Во вторичных системах электроснабжения, как правило, уста-
навливают несколько ТВБ, часть из которых резервные. Трансфор-
маторно-выпрямительные блоки могут работать параллельно, при
этом распределение нагрузки между ними будет обратно пропорцио-
нально статизму их внешних характеристик. Выпрямительные уста-
новки применяют не только в качестве источников питания вторич-
ной системы электроснабжения, но и для получения различных на-
пряжений постоянного тока, необходимых для питания отдельных
внутренних цепей потеребителей электрической энергии. В этом
случае источник питания является неотъемлемой частью потребите-
ля и его называют вторичным источником питания (ВИП).
Наибольшее распространение в выпрямительных устройствах
получили двух- или однополупериодные многофазные схемы вы-
прямления (рис. 7.1). Основные характеристики схем приведены
в табл. 7.1.
В таблице приняты следующие обозначения: £/в.ср — среднее
выпрямленное напряжение; t/2 — действующее значение напряже-
ния фазы; U обр — амплитуда обратного напряжения на диоде;
/2 — среднее значение тока нагрузки; /в.ср — средний ток, проте-
кающий через диод; ka — пульсации напряжения;
*„ = и‘ «у ~ mln-100%,
^в.ср
где (/в юах, U в min — максимальное и минимальное значение на-
пряжения на выходе выпрямителя; f — частота тока выпрямля-
емой сети; /ц — частота пульсаций тока на выходе выпрямителя.
125
Схема на рис. 7.1, а содержит меньшее число диодов, чем схема на
рис. jd, б, однако трансформатор в ней используется хуже, вслед-
ствие чего он имеет большие габаритные размеры. Кроме того, необ-
ходимо симметрировать вторичные обмотки трансформатора. При
их асимметрии в выпрямленном напряжении возникает составляю-
щая пульсаций с частотой питающей сети. При высоких требова-
ниях к пульсациям предпочтительно применять трехфазные мосто-
вые схемы. Чем выше частота пульсаций /п, тем легче обеспе-
чить их фильтрацию.
В трансформаторно-выпрямительных устройствах используются
полупроводниковые диоды на основе кремния или германия. При
протекании тока через диод на нем создается падение напряжения,
которое для германиевых диодов составляет 0,2—0,4 В, а для крем-
г) е01
т УЛ5 ЮБ
Рис. 7.1. Принципиальные электрические схемы выпрямления
и кривые выпрямленного напряжения
126
Таблица 7.1
Схема выпрямления ^в.ср/^ ^обр 7в.ср ka
Двухфазная двухполупериодная с нулевым выводом (рис. 7.1, а) 0,9 1/2 иг /2/2 157 2
Однофазная мостовая (рис. 7.1, б) 0,9 V2U. /а/2 157 2
Трехфазная с нулевым выводом (рис. 7.1, в) 1,17 V 2 Ut /»/з 60 3
Трехфазная мостовая (рис. 7.1, г) 2,44 [/2 /2/з 14 6
ниевых — 0,5—0,8 В. Вследствие этого германиевые выпрямители
имеют более высокий к. п. д. Недостатком германиевых выпрями-
телей является сильная зависимость параметров диода от темпера-
туры, кроме того, допустимая рабочая температура не превышает
80 °C. Кремниевые диода сохраняют свои выпрямительные свойст-
ва в диапазоне температур от —60 до + (1254-200) °C и допускают
более высокие плотности тока через кристалл полупроводника.
В силу этих качеств кремниевые диоды получили преимущественное
применение в выпрямительных устройствах.
Рассмотрим работу выпрямителя с тп-фазным трансформатором,
у которого отсутствуют потоки рассеяния и активные сопротивле-
ния обмоток равны нулю (рис. 7.2, а). Во вторичных обмотках транс-
форматора будут наводиться э. д. с., равные е21 — Ет cos ant.
e2l- = Ет cos (a)t — 2л), где i — номер фазы вторичной обмот-
ки. Допустим, что в момент времени t = 0 э. д. с. «21 максимальна
и равна Ет (рис. 7.2, б). Если пренебречь падением напряжения на
диоде, то напряжение на выходе выпрямителя (е0) в момент t — 0
равно £го, т. е. е0 = Ет. Для этого момента времени э. д. с. первой
фазы больше, чем э. д. с. в любой другой фазе, и поэтому все диоды,
кроме первого, заперты, и ток нагрузки Id проходит по первой фазе
вторичной обмотки и через диод VD1. Ток будет протекать через
VD1 в течение интервала времени —со/«<—-, пока э. д. с.
первой фазы превышает э. д. с. других фаз.
С момента и до a>t<Z Зп/т э. д. с. второй фазы превышает
э. д. с. других фаз. Для этого временного интервала открыт диод
VD2, и весь ток нагрузки будет протекать по второй фазе. Затем
ток протекает по третьей фазе, а диод VD2 запирается. Таким обра-
зом, в выпрямителе с идеальным трансформатором и диодами в лю-
бой момент времени ток течет только по той фазе вторичной обмот-
ки, э. д. с. которой больше э. д. с. других фаз. Период работы каж-
дой фазы Т = 2 л/т.
Рис. 7.2. Принципиальная
схема выпрямителя с т-фаз-
ным трансформатором
Выпрямленное напряжение е0 по форме повторяет огибающую
э. д. с. всех фаз:
во ~&2i
при ((/ — 1) 2л/т — < mt < ((t — I) 2л/7п -f- - J .
Период основной гармоники выпрямленного напряжения в tn
раз меньше периода выпрямляемого напряжения. Напряжение на
диоде edi — е21- — е0- Если число фаз четное, то максимальное об-
ратное напряжение на диоде U обр == К/maxl + ко maxi 2£m.
При нечетном числе фаз Uo6p — |/3 Ет. Среднее выпрямленное
напряжение
л/т
т (* т ( п \
С'всп—тг" | Ет cos atdcat -- Ет— sin — .
2л J л \ т }
—nfm.
Разложив выпрямленное напряжение в ряд Фурье, можно по-
лучить амплитуды гармоник Етк и оценить коэффициент пульсаций
для k-й гармоники kmh — Етк/ипср:
JL т л
тл 2Ет — sin —
tn г пт
Emh ~ — \ Ет cos (at) cos (kmat) dat = ——-•—-------
л J (km)9— 1
—п
т
knk==2/((km)*-\).
128
Двухполупериодную трехфазную
схему выпрямления на рис. 7.1, г
можно рассматривать как последова-
тельное соединение двух трехфазных
однополупериодных выпрямителей. Дио-
ды VD1—VD3 образуют первый трех-
фазный выпрямитель, выпрямленное
напряжение на котором eOi- Диоды
VD4 — VD6 образуют второй выпря-
митель, напряжение которого е02 (е02 —
огибающая отрицательных значений
э. д. с. всех фаз, так как вторая группа
диодов подсоединена к обмоткам транс-
форматора катодами). Результирующее Рис. 7.3. Трансформ аторно-
напряжение на выходе выпрямителя выпрямительный блок ТВБ-6
е0 ~ ^oi + е02- При этом складывают-
ся постоянные составляющие и четные гармоники пульсаций.
Нечетные гармоники в двух выпрямителях противофазны и при
сложении компенсируются. Вследствие этого на выходе выпрями-
теля остаются только шестифазные пульсации.
Для снижения пульсаций напряжения в выпрямительных уст-
ройствах вторичных систем электроснабжения используются транс-
форматоры, преобразующие трехфазный ток в шестифазный. Так,
блок ТВБ-6 имеет следующие группы соединения обмоток: Y/A—5;
Y/Y—12 (рис. 7.3). В результате пики выпрямленного напряжения
будут сдвинуты на 30° относительно друг друга, что эквивалентно
двенадцатифазной схеме выпрямления. В данной схеме два трехфаз-
ных мостовых выпрямителя включаются параллельно, что приво-
дит к снижению среднего тока, протекающего через диод, однако
Рис. 7.4. Включение выпрямителей на
параллельную работу через уравни-
тельные реакторы
максимальное значение тока через диод равно току нагрузки.
Для того чтобы снизить максимальное значение тока, проходя-
щего через диод, выпрямители включают на параллельную работу
через уравнительные реакторы и L2 (рис. 7.4). Реактор представ-
ляет собой магнитопровод, на котором размещены две одинаковые
обмотки. Полагая, что индуктивности обмоток одинаковы и рав-
ны L, представим схему рис. 7.4 в виде, изображенном на рис. 7.5.
На этой схеме каждый трех-
фазный мостовой выпрямитель
представлен в виде последо-
вательного соединения источни-
ка постоянной э. д. с. £ и источ-
ника переменной э. д. с. е.
Стрелками показаны магнитные
связи между обмотками. Транс-
форматор В У выполняют таким
образом, чтобы э. д. с. фаз вто-
ричных обмоток были одинако-
5 Зак. 2261
129
Рис. 7.5. Схема замещения параллель-
ной работы выпрямителей с реакто-
рами
Рис. 7.6. Осциллограммы огибающих
напряжений н напряжений на об-
мотках реакторов
Ej = Е2 = Е и, следовательно,
вы, поэтому можно полагать, что
для токов справедливо соотношение 1Х = 72 — где /н — посто-
янный ток в нагрузке, 7Х, 72 — постоянные составляющие токов, от-
даваемых первым и вторым выпрямительными мостами. Полагая,
что коэффициент связи между обмотками, расположенными на одном
сердечнике, равен единице, можно записать:
dix di2 dix di_
dt dt dt dt
dit
L—J
dt
dix
dt + dt dt
или
2u-|-t/H=e1+ Е;
—2и+ (1Я =e2-f- Е,
di2
7- — напряжение на обмотке реактора, еледовательно,
at
i dll г
где и — L — — L
dt
2u = (<»! — e2)/2.
Величину 2u можно определить графически, найдя разность между
огибающими выпрямленного напряжения (рис. 7.6). Напряжение
на нагрузке ((7Н) с учетом постоянной э. д. с. будет равно для пер-
вого моста [7 и — Е + ех—2и, а для второго Un = Е + е2 + 2и.
Таким образом, напряжение и на обмотках реактора ведет к вырав-
ниванию мгновенных значений напряжений, прикладываемых к
диодам обоих мостов. Это обеспечивает одновременное протекание
тока в обоих выпрямителях. В схеме с уравнительными реактора-
130
ми имеет место увеличение длительности протекания тока через диод
и уменьшение его максимального значения в 2 раза по сравнению
со схемой на рис. 7.3. Это позволяет повысить нагрузочную способ-
ность диода и обмоток трансформатора.
7.2. Работа трансформаторно-выпрямительных блоков
под нагрузкой
Рассмотренные в § 7.1 соотношения справедливы для идеализи-
рованной схемы трансформаторно-выпрямительного устройства.
В реальных конструкциях трансформаторно-выпрямительных бло-
ков процессы коммутации диодов выпрямителя вследствие нали-
чия индуктивного сопротивления рассеяния обмоток трансформато-
ра не могут протекать мгновенно. Кроме того, диоды Выпрямителя
в открытом состоянии, а также обмотки трансформатора обладают
некоторым сопротивлением. Все эти факторы усложняют процесс
коммутации диодов и влияют на значение выпрямленного напряже-
ния. Рассмотрим влияние реактивных сопротивлений, создаваемых
индуктивностями рассеяния трансформатора La, на примере схе-
мы рис. 7.7, где e2i — э. д. с. Z-й фазы вторичной обмотки транс-
форматора; eai — э. д. с., обусловленная индуктивностью рассея-
ния i-й фазы. Положим, что индуктивность нагрузки велика
(^др->оо) и, следовательно, ток в нагрузке Id постоянен. Процесс
коммутации тока с диода VD1 на диод VD2 начинается с момента
со/ = л//п, т. е. когда э. д. с. первой фазы i21, уменьшаясь, ста-
новится равной возрастающей э. д. с. второй фазы еа2. В идеальном
трансформаторе (Д8 = 0) ток первой фазы t21 скачком падает, а
ток второй фазы i22 скачком возрастает (см. рис. 7.2, б). Наличие
индуктивностей рассеяния вторичных обмоток делает невозмож-
ным скачкообразные изменения токов. Поэтому при со/ >nltn ток
121 плавно уменьшается, а ток 122 плавно нарастает (рис. 7.8, б, в).
Для этого интервала времени можно записать
= *21 “Наг*
Уравнение э. д. с. для кон-
тура коммутации (e2i, /-в, Д8,
е22) имеет вид
^ai ~г eei — ем—ез» ~ б,
dt'ai , diaa
где еа1---La ' ; es2— La ,
dt dt
Рис. 7.7. Принципиальная схема вы-
прямителя с учетом индуктивностей
рассеяния трансформатора
131
ИЛИ
г (АЬк. ^*aa \ ..
Ь8 I — |—^aj et2‘ (7.1)
\ dt at j
5*
Так как Id = const, то
rf^21 ^22
__ — '
(7.2>
Следовательно, уравнение (7.1) можно записать так
. “л, (e21 e2i) •
dt
С учетом принятого начала координат:
/ 2л
е81 = E2i cos со/; е88 = £88 cos глй/ — —~
Обычно £2i = ^22 = Е, поэтому
di2 * л / л \
---= — ——’ sin — sin I со/ —— .
dt Ls т \ mJ
Интегрируя, получим
Е л ( л \
Г --------sjn --COS (Of—— .
(ols m \ mJ
Для момента начала коммутации (со/ — п/т)
Е л
^^rsin
Id-
т
В момент окончания коммутации
коммутации)
(со/ = п/т + у, где у — угол
*22 — Id — Idf
Рис. 7.8. Осциллограмма работы
т-фазного выпрямителя с учетом ин-
дуктивностей рассеяния
или
Е , л Е , л
/. -------sin---------~ sin — cos м
coLs т toLa т
Откуда
cos у — 1 —
Id ^Es
Е sin п;т
При (of >> ~ + у перекрытие
фаз заканчивается и по второй
фазе проходит весь ток Id. Па-
дение напряжения на индук-
тивности рассеяния этой фазы
становится равным нулю, а вы-
прямленное напряжение — рав-
ным э. д. с. ем, значения кото-
рой оно достигает' скачком (рис.
7.8, а).
132
В течение интервала перекрытия фаз
выпрямленное напряжение меньше
э. д. с. е22 на величину падения напря-
жения £в и больше э. д. с. e2i на(
_____ . ^21
ud — £21 + ^8 Т"
at
Рис. 7.9. Внешняя характер
'ристика трансформаторнл-
вьщрямительного блока
Ud — е*2~~ ^8
dl'22
dt
Так как производные токов i2i и *22 равны между собой по аб-
солютному значению (см. уравнение (7.2)), то ud = 0,5(еа1 + е22).
Таким образом, в процессе коммутации выпрямленное напря-
жение равно не максимальному, а среднему значению э. д. с. ком-
мутирующихся фаз, т. е. происходит уменьшение действующего
значения выпрямленного напряжения.
Среднее значение выпрямленного напряжения за время одного
такта
(/в ср •
2л [т
------ I ud(f>t
2л/т J
о
ИЛИ.
U ь ср — Е'~~~sin — (j)Ls I (j Eq
л т 2л
где £0 — £—sin—; /?s0 =~—®LS.
л т 2л
Уменьшение выходного напряжения по мере увеличения тока на-
грузки происходит также за счет падения напряжения на диодах,
фильтрах, активных сопротивлениях обмоток трансформаторов, по-
этому
^вср —£0 (^so4“Rw + Яф) td-*-\Ud, (7-3)
где Rw, /?ф — соответственно активные сопротивления обмоток трансформа-
торов и фильтров; At/rf — падение напряжения на диодах.
Выражение (7.3) представляет собой уравнение внешней харак-
теристики трансформаторно-выпрямительного блока (рис. 7.9,
участок II). Оно справедливо, если индуктивность дросселя £др
достаточно велика, в противном случае при малых значениях т<Ж<
нагрузки ток через дроссель становится прерывистым, а выпрям-
ленное напряжение оказывается больше, чем это следует из уравне-
ния (7.3) (участок I на рис. 7.9). При больших значениях тока на-
133
грузки угол коммутации у может возрасти настолько, что включен-
нНйи одновременно могут оказаться три диода и более. В этом слу-
чае уравнение также не выполняется, а внешняя характеристика бо-
лее круто спадает с ростом тока нагрузки (участок III). При изме-
нении напряжения питания в пределах 196—206 В, частоты 380—
420 Гц и нагрузки 1—100 % напряжение на выходе ВУ, питаю-
щей вторичную систему электроснабжения, изменяется в пределах
28±| 6 В. Для стабилизации напряжения с большей точностью необ-
ходимо использовать специальные регуляторы напряжения.
7.3. Способы стабилизации напряжения выпрямителей
Первичная обмотка трансформатора ВУ обычно имеет отводы и
специальную перемычку, с помощью которой можно в небольших
пределах производить ступенчатое изменение напряжения на выхо-
де выпрямителя. Одним из способов стабилизации напряжения ВУ
является подключение трансформатора ВУ к сети переменного тока
через дроссели насыщения (рис. 7.10). Дроссели насыщения имеют
обмотку подмагничивания, по которой пропускают постоянный
ток, и в зависимости от его значения изменяется реактивное сопро-
тивление дросселя. Регулятор напряжения автоматически изменяет
ток подмагничивания дросселя, а тем самым напряжение на транс-
форматоре ВУ, поддерживая выходное напряжение ВУ в заданных
пределах. Регулятор напряжения осуществляет регулирование по
возмущению (по току нагрузки) или по отклонению напряжения на
выходе выпрямителя от номинального значения.
Если в схемах выпрямления использовать управляемые диоды—
тиристоры (рис. 7.11), то можно регулировать напряжение, изме-
няя угол отпирания тиристоров а. Тиристоры мостовых схем, сое-
диненные катодами, называют катодной группой, а соединенные
анодами — анодной группой. Тиристор открывается только при
подаче на него сигнала управления при более высоком потенциале
анода по отношению к катоду. В катодной группе тиристоров отпи-
рается только тот тиристор, у которого потенциал анода наиболь-
ший, а в анодной группе — ти-
ристор с наименьшим потенциа-
лом катода.
При активной нагрузке оче-
редная пара тиристоров после
отпирания может оставаться
открытой только при положи-
тельной разности потенциалов,
подведенной от источника. Если
на тиристоры подавать постоян-
ные сигналы управления, то
углы отпирания будут равны
Рис. 7.10. Принципиальная схема ста-
билизации напряжения с дросселями
насыщения
134
катодная группа
Рис. 7.11. Трехфазная мостовая схема вйпрямяейня-ка^иристорах
нулю, а тиристорный выпрямитель будет функционировать как
обычный диодный выпрямитель.
Для управления трехфазным выпрямителем необходимо пода-
вать управляющие импульсы через каждые 60° одновременно
на пары тиристоров в последовательности 1, 2—2, 3—3, 4 И т. д.
(рис. 7.12, а). Такая подача импульсов обеспечивает отпирание
очередного тиристора и одного из работавших ранее, если даже он
закрыт при прерывистом протекании тока id. На каждый тиристор
за период питающего напряжения сигнал управления подается
дважды (рис. 7.12, б). Тиристоры не могут отпирать цепи ранее мо-
мента естественного отпирания этих цепей в схеме на диодах.
При активной нагрузке тиристоры остаются открытыми только
при положительном напряжении между теми фазами, на которые
они включены. В этом случае при углах а < 60° напряжение на на-
грузку подается непрерывно и непрерывно протекает ток через схе-
му выпрямления и нагрузку. Если углы отпирания 60° < а С
< 120°, то напряжение и ток нагрузки оказываются прерывистыми
(см. рис. 7.12, а). При углах отпирания а > 120° тиристоры будут
заперты отрицательным линейным напряжением, и напряжение Иа
нагрузке будет равно нулю. Таким образом, для изменения напря-
жения от максимального значения до нуля при активной нагрузке
угол отпирания должен изменяться от нуля до атах = 2л/3, если
а С л/3, то Ud == (ЗУ6/л) Ет cos а, а при л/3 < а < 2л/3
t/d = (3 УТ/л) Ет [I-}-sin (л/6—а)],
где Ет — действующее значение фазного напряжения вторичной обмотки
трансформатора.
В случае активно-индуктивной нагрузки с большими индуктив-
ностями ток протекает через нагрузку и схему выпрямления непре-
рывно. При фазовых углах 60—120° тиристоры не запираются, и
135
Рис. 7.12. Графики напряжений для мостового выпрямителя при а>0 и
при 4d = 0
в определенные интервалы времени на нагрузку подается линей-
ное напряжение с отрицательными мгновенными значениями До тех
пор, пока не откроется очередной тиристор (рис. 7.13). В эти интер-
валы энергия передается от нагрузки к источнику (инверсный ре-
жим). Отрицательные значения напряжения на нагрузке могут быть
устранены введением в схему так называемого обратного диода
(96Ji\ d ;
Рис. 7.13. Графики напряжений для
мостового выпрямителя при а>60°
и при Ld=#=0
VD0 (см. рис. 7.11). В этом слу-
чае процессы в схеме с активно-
индуктивной нагрузкой подобны
процессам в выпрямителе при
активной нагрузке.
Для упрощения схемы управ-
ления и экономии тиристоров
иногда применяют несимметрич-
ные трехфазные мостовые схемы,
в которых тиристоры использу-
ются только в катодной группе
приборов. Коммутация диодов
2, 4, 6 (см. рис. 7.11) происхо-
дит в моменты их естественного
отпирания при а — 0. Коммута-
ция тиристоров /, 3, 5 происхо-
дит при подаче на них импуль-
136
сов управления в моменты, определяемые углом отпирания ah.
В несимметричной схеме выпрямленное напряжение
и 3 V3 Ет 14-cosafe .
Orf— Л У ,
ОТ 2t
Для регулирования напряжения необходимо иметь только три
канала управления. При угле отпирания а <С 120° возможна одно-
временная подача управляющих импульсов на все три тиристора,
но открываться при этом будет только очередной тиристор.
7.4. Импульсные стабилизаторы
вторичных систем электроснабжения
Вторичные источники питания (ВИП), как правило, имеют ста-
билизаторы, осуществляющие последовательную или импульсную
стабилизацию выходного напряжения ВИП. При последовательной
стабилизации последовательно с нагрузкой включается элемент с
регулируемым сопротивлением. С помощью системы регулирования
изменяют значение сопротивления таким образом, чтобы при коле-
баниях напряжения источника электропитания или тока нагрузки
выходное напряжение оставалось постоянным. В качестве регу-
лируемого сопротивления чаще всего применяется транзистор
(рис. 7.14), который управляется регулятором Р. Мощность, выде-
ляющаяся на регулируемом сопротивлении, РреГ и к. п. д. такого
стабилизатора определяются соотношениями:
^Рег = Д^нг-Аг’’ н 5
Лс“^ВЫх/^ВХ>
где /н — ток в нагрузке; — папряжекйе на входе стабилизатора;
и9ЫХ — выходное напряжение.
При больших колебаниях напряжения источника на регулирую-
щем элементе может рассеиваться значительная мощность, что обу-
словливает невысокий к.п.д. такого способа стабилизации.
Значительно более высокими энергетическими показателями об-
ладают импульсные стабилизаторы, в которых регулирующий эле-
мент (транзистор) работает в ключевом режиме (рис. 7.15). Среднее
значение выходного напря-
жения в такой схеме регули-
руется тем, что изменяют от-
ношение времени открытого
состояния ключа /откр к пе-
риоду повторения импульсов
Т. Для сглаживания пульса-
ций ВЫХОДНОГО напряжения ^ис. 7.14. Принципиальная схема по-
используется LC-фильтр. следовательного стабилизатора
137
Рис. 7.15. Принципиальная схема им-
пульсного стабилизатора
Диод VD1 защищает тран-
зистор VT1 от пробоя э. д. с.
самоиндукции дросселя £др,
которая возникает при запи-
рании транзистора VT1. В пе-
риод, когда транзистор за-
крыт, ток через нагрузку обес-
печивается не только за счет
разряда конденсатора С, но
также и за счет э. д. с. самоин-
дукции дросселя. Это обусловливает хорошее сглаживание выход-
ного напряжения без потерь мощности. Основными элементами схе-
мы управления импульсным стабилизатором являются измеритель-
ный орган ИО и модулятор ширины импульсов ШИМ. Если выход-
ное напряжение меньше заданного уровня, то ШИМ увеличивает
продолжительность импульса, обеспечивающего открытое состояние
транзистора. При увеличении напряжения время открытого состоя-
ния транзистора уменьшается. Частота следования импульсов ШИМ
f = 1/Т остается постоянной и определяется характеристиками его
тактового генератора (обычно f ~ 204-100 кГц).
Рассмотрим основные соотношения для импульсного стабилиза-
тора при условии, что емкость конденсатора С велика, и, следова-
тельно его выходное напряжение {7ВЫХ остается постоянным. Если
не учитывать падение напряжения на диоде VD1, то для момента
времени,
когда транзистор закрыт,
С'д = С^вых = const,
где U L =
изменении
d/J
Ьдп -£- — э. д. с. самоиндукции, возникающая на дросселе при
dt I
его тока.
Следовательно, для этого интервала времени ток дросселя будет
спадать линейно (рис. 7.16):
d,L
dt Лдр
В течение времени, когда транзистор открыт, справедливо уравне-
ние = £/вХ — Ul = const. Откуда следует, что для этого
интервала времени ток через дроссель будет нарастать также ли-
нейно в соответствии с уравнением
AL _ UBx—^вых
d/ £дР
В течение закрытого состояния транзистора ток дросселя умень-
^закр и
шается на величину A/L = f dt, а за время открытого
О L
138
состояния транзистора ток дросселя возрастает на эту же вели-
чину:
*откр
А/£ = С ,
J L
о
откуда
^вых ^закр (^ВХ — ^вых) ^от«Р
L " L
ИЛИ
^вых^откр __ ^откр
^вх ^откр~Мзакр Т
Следовательно, выходное напряжение импульсного стабилизатор
ра прямо пропорционально коэффициенту заполнения импульсов
ШИМ и не зависит от выходного тока /н (при условии, что /н >
Ml)- Ток через открытый транзистор равен сумме тока нагруз-
ки /н и тока заряда конденсатора. Максимальный ток через транзи-
стор //.max = /н + | Отношение а = //.тах//н характери-
зует степень использования транзистора и зависит от значения ин-
дуктивности дросселя. Обычно индуктивность дросселя выбирают
таким образом, чтобы а < 1,2. Величины £др и а связаны между со-
бой соотношением
rJi----
, \ t/„ /
ДР 2/(а— 1)
где /?н — ^вых^н — сопротивление нагрузки.
Если не учитывать потери, то уравнение баланса мощности для
импульсного стабилизатора имеет вид
^вх /вх — ^/вых /н ,
откуда
I __ t/вых /н
вх“ U
ивх
Средний ток транзистора в
импульсном стабилизаторе мень-
ше, чем ток нагрузки. Коэффи-
циент полезного действия им-
пульсных стабилизаторов пре-
вышает 90 % и мало зависит от
отношения
Преобразователи электро-
энергии на токи до сотен ампер
мощностью до десятков киловатт
Рис. 7.16. Диаграммы работы импуль-
сного стабилизатора:
с —диаграмма состояния транзистора VTt,
б — диаграмма токов нагрузки /я и дрос-
селя II
139
с высоким значением к. п. д.
могут быть созданы путем парал-
лельного включения соответст-
вующего числа импульсных ста-
билизаторов напряжения. Чтобы
снизить высокий уровень по-
мех, который присущ мощным
импульсным стабилизаторам, и
уменьшить габаритные разме-
рь! сглаживающих фильтров Ф,
силовые преобразовательные
ячейки СПЯ стабилизаторов,
Рис. 7.17. Многофазный стабилизатор
включаемых на параллельную работу, управляются от многофазно-
го широтноимпульсного модулятора (рис. 7.17). В такой схеме ком-
мутация соседних СПЯ осуществляется со сдвигом по времени г?=
=^= 77А,. где Т — период повторения импульсов в одной СПЯ\
N — число фаз (ячеек) преобразователя. Токи отдельных ячеек
(7Н/) суммируются в общей нагрузке со сдвигом во времени на вели-
чину т, так же суммируются входные токи СПЯ- В результате по
мере увеличения числа фаз преобразователя можно сильно ослабить
пульсации потребляемого тока и напряжения на нагрузке и тем са-
мым уменьшить объем реактивных элементов и повысить надежность
преобразователя.
По данным, приведенным в (31, импульсные стабилизаторы по-
стоянного напряжения, с принудительным охлаждением могут иметь
удельную мощность около 1,3 кВт/дм8. Разработанный импульсный
стабилизатор для вторичных систем электроснабжения обеспечива-
ет ток в нагрузке 200 А при напряжении 27 В. При этом амплитуда
пульсаций выходного напряжения составляет 200 мВ, а к. п. д.—
95%. Масса стабилизатора равна 15 кг. Стабилизатор для систе-
мы постоянного тока напряжением 270 В обеспечивает ток в нагруз-
ке 10 А при амплитуде пульсаций выходного напряжения 250 мВ.
7.5. Статические преобразователи постоянного тока
в переменный
Статический преобразователь представляет собой полупровод-
никовый преобразователь постоянного напряжения 28,5 В в пере-
менный однофазный ток напряжением 115 В, частотой 400 Гц или
переменный трехфазный ток с линейным напряжением 36 или 208 В,
частотой 400 Гц. В отличие от электромашинных преобразователей
у полупроводниковых лучше качество переходных процессов, они
надежны в работе и бесшумны. Коэффициент полезного действия ста-
тического преобразователя выше, чем у электромашинного (0,65-
—0,95). Поэтому на современных ВС устанавливают полупроводни-
ковые преобразователи взамен электромашинных. Мощности стати-
140
Рис. 7.18. Структурная схема одно- ^16
фазного преобразователя —*
—^113В,Ч00Гц
^Ъых -Г~----*
ческих преобразователей достигают 10 кВ-А и ограничиваются ха-
рактеристиками транзисторов, которые используются в силовых; це-
пях.
На самолетах гражданской авиации устанавливаются статиче-
ские преобразователи серий ПОС и ПТС. Наименование преобразо-
вателя расшифровывается следующим образом: П — преобразова-
тель; О — однофазный; Т — трехфазный; С — статический. Цифра,
стоящая после буквенного обозначения, указывает выходную мощ-
ность в ВА. Основными элементами однофазного преобразователя
(рис. 7.18) являются конвертор/С, инвертор// и фильтры: входной
Фвх и выходной ФвыХ. Конвертор предназначен для преобразова-
ния постоянного напряжения (20—30 В) в регулируемое постоянное
напряжение (50—70 В). Изменяя выходное напряжение конвертора,
можно поддерживать неизменным выходное напряжение преобразо-
вателя при изменении его тока нагрузки, или входного напряжения.
Эту функцию автоматически выполняет регулятор напряжения пре-
образователя.
Инвертор служит для преобразования постоянного напряжения
в переменное частотой 400 Гц. Инвертор чаще всего выполняется по
мостовой схеме (рис. 7.19). Транзисторы работают в ключевом режи-
ме^ включаются попарно: VT1, VT4 и VT3, VT2. В результате ток
первичной обмотки трансформатора меняет свое направление каж-
дые полпериода, и в выходной обмотке трансформатора будут наво-
диться двухполярные импульсы прямоугольной формы. Последо-
вательность включения пар транзисторов, а также длительность ИХ
включенного состояния определяются импульсами управления, ко-
торые подаются на базы транзисторов от независимой схемы управ-
ления. Инверторы с таким способом управления силовыми тран-
зисторами принято называть инверторами с независимым воз-
буждением. В инверторах с самовозбуждением сигналы управления
на базы транзисторов подаются от обмоток обратной связи, которые
размещаются на магнитопрово-
де выходного трансформатора
инвертора. Инверторы с само-
возбуждением ВЫПОЛНЯЮТСЯ,/
как правило, на сравнительна
небольшие мощности (до 50 ВтЛ.
Транзисторы инверторов шун-
тируются диодами, которые
обеспечивают протекание тока
при подключении активно-ин-
дуктивной нагрузки.
Рис. 7.19. Принципиальная схема мо-
стового инвертора
141
Рис. 7.20. Способы получения синусоидальной формы выходного напряжения
инвертора с помощью ШИМ
Инверторы с синусоидальной формой кривой напряжения. Для
получения высокого к.п.д. транзисторы силового инвертора рабо-
тают в ключевом режиме и форма выходного напряжения в этом слу-
чае прямоугольная. Переменное напряжение прямоугольной фор-
мы может быть использовано для питания осветительных или нагре-
вательных установок, питания электродвигателей, однако ряд при-
емников электрической энергии ВС требует для своей работы чисто
синусоидального, напряжения. Кроме того, переменное напряжение
прямоугольной формы может создавать значительные помехи рабо-
те радиоэлектронного оборудования, поэтому стремятся получить
на выходе преобразователя синусоидальное напряжение.
В маломощных преобразователях синусоидальное напряжение
можно получить путем перевода транзисторов инвертора в линей-
ный режим и подачи на их базы синусоидальных управляющих на-
пряжений. Инвертор в этом случае работает как усилитель мощности
и его н.п,Д.
т) = л1/_/41/=в,
где — постоянное напряжение питания инвертора; — амплитуда
Синусоидального напряжения на его выходе.
Для U^IU^ — 0,5 т) = 0,59, т. е. на транзисторах рассеивается
более 60 % потребляемой инвертором мощности. Этим объясняется,
что линейный режим работы транзисторов инвертора применяется
лишь в маломощных преобразователях, а в большинстве авиацион-
ных преобразователей транзисторы используются преимуществен-
но в ключевом режиме.
Степень приближения формы кривой напряжения к синусои-
дальной характеризуется коэффициентом нелинейных искажений
где UH — действующее значение несинусоидальной кривой напряжения; Со-
действующее значение ее первой,гармоники.
Для напряжения прямоугольной» формы kn = 0,484. Для при-
ближения формы сигнала к синусоидальной и уменьшения коэффи-
циента нелинейных искажений переключение пар транзистора ин-
вертора осуществляют с задержкой tn (рис. 7.20, а). Задержка ха-
142
рактеризуется коэффициентом заполнения импульса выходного на-
пряжения
?=(Т-2/п)/Т,
где Т — период изменения напряжения.
При введении «паузы на нуле» длительностью tn-
UH = Um q ,
4 cos
<A=—
и, следовательно,
k ч/ —..............................-....--7~
н у 8 cos2 [(I— q) n/2]
Изменяя q, можно минимизировать k* и тем самым уменьшить
массу выходного фильтра Фвых, который выделяет первую гармо-
нику выходного сигнала инвертора. На практике задержка tn вы-
бирается равной 60° (q = 0,66). В этом случае ke — 0,312 и близок
к оптимальному значению, полностью подавляется третья гармо-
ника и упрощается схема управления транзисторами инвертора.
Приближение формы кривой выходного напряжения инвертора
к синусоидальной может быть достигнуто и при многократной ком-
мутации транзисторов во время полу пер иода основной частоты
(рис. 7.20, б). Высшие гармоники, близкие к основной, эффективно
снижаются при модуляции ширины заполняющих основную волну
и& пульсов по синусоидальному или трапецеидальному закону. Так,
nfH числе импульсов, равном семи в течение полупериода, кривая
выходного напряжения будет содержать высшие гармоники, начи-
ная с четырнадцатой. При таком техническом решении масса фильт-
рд снижается, но сильно усложняется схема системы управления,
цк как потери при коммутации транзисторов пропорциональны
чйслу коммутаций, то к. п. д. инверторов по мере возрастания числа
импульсов за период снижается.
В качестве фильтров, выделяющих первую гармонику сигнала
и подавляющих высшие гармоники, используются LC — фильтры.
Входной фильтр ФвХ служит для подавления импульсных помех,
которые возникают при ключевом режиме работы транзисторов пре-
образователя.
Регулирование напряжения статических преобразователей. При
изменении нагрузки инверторов и напряжения питающей сети вы-
ходное напряжение инвертора может изменяться в широких преде-
лах, поэтому для стабилизации выходного напряжения преобразо-
вателя инвертор питается от регулируемого преобразователя по-
стоянного напряжения — конвертора. Величина выходного напря-
жения конвертора формируется по сигналу измерительного органа,
< 143
Рис. 7.21. Принципиальная схема регулируемого конвертора и его схема уп-
равления
а
который подключается на выходное напряжение преобразователи.
Сигнал на выходе измерительного органа пропорционален отклоне-
нию напряжения преобразователя от его заданного значения.
Упрощенная принципиальная схема конвертора (вольтодобавон-
ного регулятора) преобразователя типа ПТС-250 представлена
рис. 7.21. В состав схемы управления входит мультивибратор
транзисторах VT1 и VT2 и магнитный усилитель ДМ. Мультивиб-
ратор представляет собой инвертор с самовозбуждением. Схема
управления формирует импульсы, включающие и выключают,
транзисторы инвертора VT3 — VT6. Трансформатор Т1 мультивй|
ратора намотан на тороидальный сердечник из пермаллоя, имеюще-
го прямоугольную петлю гистерезиса (рис. 7.22). При подключении
источника постоянного тока из-за неодинаковых параметров тран-
зисторов VT1 и VT2 (см. рис. 7.21) в одной из обмоток или w2 по-
течет ток больше, чем в другой. Пусть в рассматриваемый момент
больше открыт VT1 и его коллекторный ток /К1 больше тока кол-
лектора VT2, т. е. /К1 > 7кг-
<е
б-
144
Тогда по обмоткам и w2 начинают протекать токи и под влия-
нием результирующей намагничивающей силы
Fн = U’i /hi —^K2~w Uki— Jна) >
индукция в сердечнике изменяется и во всех обмотках Т1 возникают
синфазные э. д. с.
dB
еп = —wn S —— ,
at
где п — номер обмотки; wn — число витков в данной обмотке; S — сечение
сердечника Т1.
Положим для определенности, что в момент подключения источ-
ника сердечник был размагничен и его индукция равна —Bs (точ-
ка 1 кривой размагничивания на рис. 7.22). Так как ток протекает
от начала обмотки (обозначенного точкой), то в ней и во всех дру-
гих обмотках Т1 положительный потенциал возникает также на на-
чале обмотки. При этом напряжение на обмотке z^3 начнет отпи-
рать VT1, а напряжение на обмотке оу4—запирать УТ1?. Это приве-
дет к увеличению /К1 и уменьшению /к2, намагничивающая сила
увеличится, возрастут э. д. с., т. е. начнется лавинный процесс, ко-
торый приведет к полному отпиранию VT1 и запиранию УТ1?. После
того как транзистор VT1 откроется полностью, все напряжение пи-
тания окажется приложенным к первичной обмотке трансформатора
wlt и индукция в сердечнике будет изменяться от —Bs до г В,
(участок-^—3 на рис. 7.22). Когда индукция в сердечнике достигнет
значения насыщения + BS, э. д. с. в обмотках трансформатора ста-
новится равной нулю. Транзистор VT1 начнет закрываться (так как
потенциал его базы 0), и ток /К1 будет уменьшаться. Это приводит
„ dB
к изменению знака производной -т- и, следовательно, к изменению
W4 *
полярности э. д. с., наводимой в об-
мотках трансформатора Т1. Транзистор
VT1 закроется, а транзистор VT2 откро-
ется. Все напряжение питания Vпит
будет приложено к первичной обмотке
трансформатора w2, м. д. с. которой
вызывает изменение индукции от +BS
до—Bs (участок ?—1 на рис. 7.22).
При достижении в сердечнике трансфор-
матора индукции насыщения снова про-
исходит переключение транзисторов.
Период переключения транзисторов
будет полностью определяться временем
перемагничивания сердечников:
_ 4В8 wS ____ 1_______^пит
Р ^пит 7пер 4BS wS
Рис. 7.22. Кривая намагни
чивания сердечника магнит
ного усилителя
145
Ur А
t
UR2b
t
t
Рис. 7.23. Эпюры напряжений для
схемы рис. 7.21
Форма напряжения на обмот-
ке трансформатора (7Т1 приведе-
на на рис. 7.23. Частоту муль-
тивибратора можно синхронизи-
ровать также и от внешнего ге-
нератора колебаний. Для этого
на базы VT1 и VT2 поочередно
могут подаваться запирающие
импульсы с частотой, большей,
чем собственная частота мульти-
вибратора. В этом случае пере-
ключение будет производиться
с частотой запирающих импуль-
сов, и индукция не будет дости-
гать индукции насыщения.
Конвертор преобразователя состоит из двух силовых транзисто-
ров VT3, VT4, трансформатора Т2, двух вспомогательных тран-
зисторов VT5 и VT6, служащих для запирания силовых транзисто-
ров, вспомогательных трансформаторов ТЗ, Т4.
Силовые транзисторы управляются таким образом, что оказыва-
ются поочередно открытыми в течение части пол у периода qT/2
(Т—период управляющих импульсов). Когда открыт один из тран-
зисторов, например VT3, ток протекает через обмотку w2 трансфор-
матора Т2. При этом напряжение на выходе инвертора
и w-i + wa + wi г,
'-'вых— {-'вх>
так как о?! = ьу2 = и;3 = ш4, то (7ВЫХ = 3 £7ВХ. К напряжению
4/вх добавляется э. д. с., наводимая в обмотках w3 и В остав-
шуюся часть полу периода (1 — q) Т/2 оба транзистора закрыты и
напряжение на выходе будет равно напряжению на входе t/BX.
Среднее значение напряжения за период
2 / Т \ Т \
^ВЫХСр= т |3£/вх<7 9 ) + ^BX (1—?) п J = ( 1 +2^) (/вХ.
1 \ АЛ j At I
Изменяя коэффициент заполнения q, можно регулировать выходное
напряжение конвертора от (7ВХ до 3 17 вх. Конденсаторы на выходе и
входе сглаживают пульсации напряжения, а дроссель сглаживает
пульсации тока, потребляемого конвертором. Транзисторы VT3 и
VT4 открываются положительными импульсами, подаваемыми че-
рез резисторы на отпайки трансформаторов ТЗ и Т4. Для запира-
ния силовых транзисторов служат транзисторы VT5 и VT6. При по-
даче положительного импульса на базу одного из транзисторов он
открывается и шунтирует обмотку трансформатора. В результате
напряжение на вторичной обмотке этого трансформатора снижает-
ся до нуля, и силовой транзистор закрывается. Импульсы на от-
крытие силовых транзисторов поступают с обмоток и гй>5 транс-
146
форматора Т1, а импульсы на закрытие — с нагрузочных резисто-
ров R1 и R2 магнитного усилителя.
Магнитный усилитель собран из двух дросселей (/, II), ферро-
магнитные сердечники которых имеют тороидальную форму. В каче-
стве материала сердечников используется пермаллой, имеющий пря-
моугольную петлю гистерезиса. Дроссели работают в режиме ключа,
выполняя функции бесконтактного реле. Как видно из схемы на
рис. 7.21, к каждой рабочей обмотке ацр напряжение питания ока-
зывается приложенным только в течение того полу периода, когда
полярность напряжения соответствует проводимости включенных
последовательно с этой обмоткой диодов. Этот полупериод для
дросселя принято называть рабочим. Пусть напряжение приложено
к рабочей обмотке шр1. В нерабочий полупериод, который принято
называть управляющим, диодом VD1 обмотка дор1 отключена, и из-
менение магнитного состояния сердечника дросселя I происходит
только под влиянием м.дщ. обмотки управления wyl. Последняя
включена на вход измерительного органа напряжения. Характери-
стика измерительного органа представлена на рис. 7.24, где Uac —
линейное напряжение на выходе преобразователя; 1/у — напряже-
ние на выходе измерительного органа. Так как м. д. с. обмотки уп-
равления о>у1 размагничивает дроссель, то, естественно, чем больше
напряжение на выходе измерительного органа, тем больше будет
размагничен дроссель I перед началом рабочего полупериода и тем
дольше будет перемагничиваться дроссель в рабочую часть полупе-
рнода. Допустим, что к началу рабочего полупериода индукция в
дросселе I стала равной —Bs (см. рис. 7.22). Пока индукция не
достигнет значения насыщения +BS, сопротивление обмотки оста-
ется практически бесконечным и напряжение на R1 UR1 лг О. Когда
индукция в дросселе достигнет значения насыщения +В8, сопрев
тивление обмотки &'р1 практически станет равным нулю, и с этого
момента все напряжение питания прикладывается к R1. Осцилло*
граммы изменения напряжения на резисторе R1 приведены на
рис. 7.23. Аналогичные процессы происходят на дросселе II со сдви-
гом на 180°.
Напряжения, снимаемые с резисторов R1 и R2, включают соот-
ветственно транзисторы VT6 и VT5. Осциллограмма напряжений
Ur2 на обмотках трансформатора Т2 дана на рис. 7.23. При увеличе-
нии выходного напряжения преобразователя (см. рис. 7.24) напря-
жение на обмотке управления
Uy уменьшается, величина /п
возрастает, следовательно, ко-
эффициент q уменьшается. Это
приводит к уменьшению выход-
ного напряжения преобразова-
теля. При снижении напряже-
ния процессы протекают в об-
ратном порядке.
Рис. 7.24. Характеристика измери-
тельного органа напряжения
147
Рис. 7.25. Трехфазный преобразователь
В преобразователях с вольтодобавочным регулятором — конвер-
тором (см. рис. 7.18) — происходит двукратное преобразование
энергии, что снижает их к.п.д. Более высокий к.п.д. может быть
получен в статических преобразователях с прямым преобразованием
постоянного тока в переменный. Регулирование напряжения в та-
ких преобразователях осуществляется путем изменения ширины
импульса выходного напряжения инвертора. В простейшем вариан-
те можно регулировать ширину «паузы на нуле». Например, чтобы
стабилизировать действующее синусоидальное напряжение на вы-
ходе преобразователя при изменении входного постоянного напря-
жения от 18 до 31 В, необходимо изменять ширину паузы от 45 до
100°. В этом случае амплитуда третьей гармоники сигнала возрастает
настолько, что для ее подавления масса фильтров должна быть уве-
личена вдвое по сравнению с массой фильтров при паузе 60°. Поэто-
му в преобразователях с прямым преобразованием паузу поддержи-
вают неизменной' равной 60й, и производят многократную широт-
но-импульсную модуляцию во время действия основного импульса,
т. е. в течение интервала 7 2 — tn (см. рис. 7.20, а). При этом в спект-
ре сигнала появятся высшие гармоники, которые легко отфильтро-
вываются, а амплитуда основной гармоники может изменяться при
изменении ширины модулирующих импульсов.
Трехфазный преобразователь. Он может быть выполнен из трех
однофазных инверторов, имеющих общую цепь питания и соединен-
ных по выходу в звезду или треугольник. Силовая часть трехфазно-
го преобразователя (рис. 7.25) состоит из трех однотипных инвертор-
ных ячеек, выполненных по двухтактной схеме с нулевым выводом.
Инверторная ячейка содержит два транзистора VT1 и VT2, подклю-
чающих концы первичной обмотки трансформатора Та к источнику
питания. Транзисторы VT1 и VT2 включаются поочередно каждые
148
полпериода выходного сигнала. При этом напряжение источника
питания Un прикладывается попеременно то к одной, то к другой
половине первичной обмотки трансформатора, создавая в его сердеч-
нике переменный магнитный поток, который наводит во вторичной
(выходной) обмотке переменное напряжение прямоугольной формы.
В других инверторных ячейках протекают аналогичные процессы со
сдвигом в 120°. Мощность каждой ячейки равна одной трети выход-
ной мощности преобразователя.
Импульсы, управляющие работой транзисторов VT1 — VT6,
формируются в блоке удравугення БУ, который яаН^ёТсй цифровым
распределителем импульсов и обеспечивает синхрбнную работу яче-
ек с взаимным фазовым сдвигом в 120°. Распределитель импульсов
выполнен на /д триггерах (рис. 7.26) и формирует три взаимно
сдвинутых по фазе на 120° сигнала управления А, В ЙС. Как видно
из приведенных диаграмм, частота опорного генератора преобразо-
вателя для данной схемы управления должна быть в 6 раз выше вы-
ходной частоты. Опорный генератор обычно выполняется на эле-
ментах LC. В случаях когда требуется очень высокая стабильность
частоты, применяют кварцевую стабилизацию.
Рис. 7.26. Кольцевое фазосдвигающее устройство
149
Трехфазный преобразователь может быть выполнен из двух ин-
верторных ячеек, выходные трансформаторы которых соединяются
по схеме Скотта (рис. 7.27, а). Для формирования трехфазного на-
пряжения по схеме Скотта напряжения на первичных обмотках тран-
сформаторов Т1 н Т2 сдвйнуты на 90° относительно друг друга, а чи-
сло витков вторичных обмоток трансформаторов Т1 и Т2 выбирает-
ся таким образам, чтобы U дс == (рис. 7.27, б). Фазовый
сдвиг на 90° выполняется с помощью магнитного усилителя или циф-
ровых фазосдвигающих устройств.
Достоинство схемы Скотта — одинаковая нагрузка обеих ин-
верторных ячеек как по полной, так и по активной мощности при
любом cos ср нагрузки. Стабилизация выходных напряжений в дан-
ной схеме осуществляется с помощью двух регуляторов напряже-
ний. Первый стабилизирует линейное напряжение Uас, воздейст-
вуя на инвертор И1, Второй стабилизирует U во, воздействуя на ин-
вертор И2. В случаях когда преобразователь используется для пи-
тания несимметричной нагрузки, вводится третий регулятор напря-
жения. Он реагирует на разность линейных напряжений АВ и ВС,
и, воздействуя на фазосдвигающее устройство, корректирует фазо-
вый сдвиг в 90° таким образом, чтобы линейные напряжения АВ и
ВС были равны.
Для преобразователя на рис. 7.25 в общем случае требуется пять
каналов регулирования: три для стабилизации фазных напряжений
и два для стабилизации углов сдвига между фазами. Для сокраще-
ния числа регуляторов до одного в таких преобразователях устанав-
ливают коррекцию нулевого потенциала (рис, 7.28, а). Датчик нуле-
вой последовательности выполнен на резисторах Яд, Яв, Яс и
Яо. Сигнал нулевой последовательности снимается с резистора Яо,
усиливается усилителем А и через трансформатор Т подается после-
довательно в нулевой провод преобразователя. Если нагрузка сим-
метрична, то векторы £7дь UB1, UC1 (рис. 7.28, б) равны между со-
бой, и напряжение нулевой последовательности равно нулю. В слу-
Рис. 7.27. Формирование трехфазного напряжения по схеме
Скотта
150
Рис. 7.2$. Коррекция, нулевого потенциала
чае несимметрии в системе, когда, например, нагрузку фазы А не
подключена, происходит увеличение напряжения этой фазы на не-
которую величину ДЛ. На выходе корректора нулевого Потенциала
появится вектор 00', который складывается с напряжениями фаз,
в результате чего происходит их выравнивание (вектор (С/лай*
— |^в21 == 1^сг1)- Мощность усилителя А канала корректора со-
ставляет около 1 % полной мощности преобразователя.
7.6. Статические преобразователи
переменного тока переменной частоты
в переменный ток постоянной частоты 400 Гц
Работы по созданию статических преобразователей для самолет-*
ных систем электроснабжения начались в конце 50-х т- начале 60-х
годов и были предприняты для устранении основного недостатка
приводов постоянной частоты вращения — их недостаточной, надеж*
ности. Системы генерирования переменного тока стабильной.часто-
ты с помощью статических преобразователей получили название си-
стемы ПСПЧ (переменная скорость — постоянная частота). В Сис-
темах ПСПЧ генератор переменного тока приводится во вращение
непосредственно от вала авиадвигателя. Переменный ток перемен-
ной частоты, вырабатываемый генератором, преобразуется в пере-
менный ток стабильной частоты 400 Гц с помощью статического
полупроводникового преобразователя.
По удельной массе т (рис. 7.29) системы ППЧВ не имеют значи-
тельных преимуществ по сравнению с системами ПСПЧ. Сравнение
же надежности и эксплуатационных расходов указывает на явное
преимущество системы ПСПЧ. Среднее время наработки на отказ
системы ПСПЧ в несколько раз больше, чем для интегрального при-
вода-генератора. Система ПСПЧ может быть использована для за-
пуска авиационного двигателя, что обеспечивает дополнительный
выигрыш в массе за счет исключения стартера двигателя. В систе-
мах ПСПЧ входная частота может быть выбрана Независимо от вы-
15!
ходной частоты преобразователя, что позволяет оптимизировать
конструкцию генератора по механической прочности, массовым и
габаритным показателям. Электронный преобразователь частоты
обеспечивает малое время переходных процессов в системе генери-
рования и позволяет стабилизировать выходное напряжение по
каждой фазе в отдельности, снизить ограничения по мощности одно-
фазных нагрузок в сети.
Созданные к настоящему времени системы ПСПЧ имеют статиче-
скую ошибку регулирования частоты ±0,1 Гц, статическую ошибку
регулирования напряжения ±1 В, время переходных процессов
по напряжению <0,008 с, переходные процессы по частоте отсутст-
вуют, к.п.д. свыше 90 %.
В соответствии со способом преобразования частоты ПСПЧ раз-
деляют на два класса: системы с промежуточным преобразованием
переменного тока в постоянный (выпрямлением) и с последующим
инвертированием его в переменный ток постоянной частоты (такие
системы иногда называют системами с промежуточным звеном по-
стоянного тока или системами инверторного типа) и системы, осу-
ществляющие непосредственное преобразование переменного тока
переменной частоты в переменный ток постоянной частоты. Такие
системы называют циклоконверторными или преобразователями с
непосредственной связью. В обоих типах систем первичная перемен-
ная частота составляет 1000—2500 Гц, а вторичная — 400 Гц.
В качестве силовых полупроводниковых приборов в преобразо-
вателях частоты используются в основном однооперационные ти-
ристоры. Чтобы выключить однооперационный тиристор, следует
уменьшить его прямой ток до значения тока удержания и приложить
к тиристору отрицательное анодное напряжение на время, достаточ-
ное для восстановления его запорных свойств.
Рис. 7.29. Усредненные зависимости
удельной массы от мощности:
1 система ППЧВ (интегральный привод-
генератор): 2 — система ПСПЧ
Коммутация тиристоров мо-
жет быть естественной или при-
нудительной. При естественной
коммутации тиристор выключа-
ется без внешнего воздействия
вследствие превышения потен-
циала катода над потенциалом
анода. При принудительной
коммутации в результате внеш-
него воздействия обрывается
ток в тиристоре и к нему при-
кладывается обратное напряже-
ние. Это достигается с помощью
специальных схем коммутации
тиристоров.
Существует несколько спо-
собов принудительной коммута-
ции тиристоров. В автономных
152
Рис. 7.30. Способы коммутации тири-
сторов:
« — с помощью конденсатора; б —с по£
мощью контура LC
инверторах часто использую^
коммутацию с помощью кона
денсатора или LC-контура. При
протекании тока через рабочий
тиристор VS1 (рис. 7.30, а) кон-
денсатор С заряжается с указанной полярностью. Для того что-
бы выключить тиристор VS1, включают вспомогательный тири-
стор VS2 и через него положительный потенциал конденсатора
прикладывается к катоду VS1, и тиристор VS1 запирается. После
этого конденсатор перезаряжается, подготавливая условия для
запирания тиристора VS2 при включении тиристора VS1.
На схеме рис. 7.30, б конденсатор заряжается, когда вспомога-
тельный тиристор VS2 открыт. При включении рабочего тиристора
VS1 происходит перезаряд конденсатора через диод VD, индуктив-
ность L (полярность конденсатора при этом указана в скобках).
Одновременно запирается тиристор KS2. Теперь при включении ти-
ристора VS2 положительный потенциал конденсатора прикла-
дывается к катоду VS1, и он закрывается. Данная схема представ-
ляет собой аналог полностью управляемого вентиля и позволяет в
широких пределах регулировать время включенного состояния ти-
ристора.
Преобразователи частоты с промежуточным звеном постоянного
тока. В преобразователях данного типа (рис. 7.31) напряжение ге-
нератора G, приводимого во вращение от авиадвигателя АД, пред-
варительно выпрямляется с помощью управляемого или неуправля-
емого выпрямителя В, а затем инвертором постоянное напряжение
преобразуется в переменное с частотой 400 Гц. Инвертор чаще вы-
полняется по трехфазной мостовой схеме либо из трех однофазных
мостов. Нагрузка L может быть подключена к инвертору через раз-
делительные трансформаторы либо непосредственно.
Если продолжительность открытого состояния тиристора выб-
рана равной половине периода (Л -• 180°), то одновременно открыты
Инвертор'
153
три тирцстора, например PS/, VS6, VS5.Через 1/6 периода один из
тиристоров закрывается (VS5) й открывается; другой (VS2) и т.д.
На рис. 7.32, а, цифрами отмёчены открытые состояния соответству-
ющих тиристоров. Каждая фаза нагрузки включается либо парал-
лельно другой,, либо последовательно с двумя другими фазами, сое-
диненными параллельно, в зависимости от номеров открытых тири-
сторов (рис. 7.32, в). Поэтому к каждой фазе прикладывается на-
пряжение, равное Ud/3 или 2 (/d/3 (при равных сопротивлениях фаз),
напряжение фазы на нагрузке имеет двухступенчатую форму
(рист.ХЖ’Ш.Ддя выделения первой гармоники на выходе инверто-
ра устанавливается фильтр. .....
Диоды VD1 VD6 (см. рис.; 7.JJJ) обеспечивают энергообмен
между Йгрузкой и инвертором при активно-индуктивном характе-
ре нагрузки. Включение тиристоров осуществляется подачей им-
пульса науправляющий электрод, отключение—с помощью спе-
циальней схёМы /прйнудитёльной коммутации, на рисунке Не пока-
занной. Для большего приближения кривой напряжения фазы к си-
нусоидальной продолжительность открытого состояния тиристора
уменьшают до значения X = 150° или X — 120°. В этом случае сни-
жается Масса выходных фильтров.
Стабилизация выходного напряжения инвертора осуществляет-
ся путем регулирования напряжения синхронного генератора или
управляемого выпрямителя.
Достоинства преобразователей частоты с промежуточным звеном
постоянного тока — независимость частоты на выходе от частоты
питающего напряжения на входе, небольшое число коммутирующих
элементов и относительно простые схемы управления. К недостат-
кам их следует отнести сравнительно низкий к. п. д. вследствие
двухступенчатого преобразования энергии.
154
Преобразователи частоты с непосредственной связью. Статичес-
кие преобразователи частоты с непосредственной связью (рис. 7.33)
преобразуют переменный ток частотой 1200—3200 Гц, вырабатыва-
емый бесконтактным синхронным генератором, в переменный ток
постоянной частоты 400 Гц. Они имеют более высокий к.п.д. и
меньшую массу, чем преобразователи с промежуточным звеном по-
стоянного тока.
Преобразователь включает в себя три однофазных преобразова-
теля, сигналы управления которыми сдвинуты друг относительно
друга на угол 2л/3. Однофазный преобразователь состоит из анод-
ной I4S3) и катодной (VS4 — VS6) групр тиристоров. При их
поочерёдном отпирании формируются соответственно положитель-
ный и отрицательный полупериоды напряжения с частотой /2
(рис. 7.34, ai
Рис. 7.33. Преобразователь частоты с непосредственной связью
155
Частота выходного напряжения /2 при активной нагрузке ниже,
'чем частота питающей сети flt и при отсутствии паузы между полу-
волнами низкой частоты /2 == ЗД/(2л 4“ 3)/ где п—число работаю-
щих тиристоров за полупериод частоты
Чтобы иметь возможность плавнорегулировать частоту /2 пре-
образователя, необходимо Вводить паузу tn между выключением и
включением анодной и катодной групп тиристоров (рис. 7.34, б).
Кроме того, n|J# необходима для предотвращения одновременной
проводимост^зй^^чйюШегосй'тйриеТора'группы^. выходящей из ра-
боты, и тиристора группы, вступающей в работу.
При активной нагрузке выходное фазное напряжение преобра-
зователя
U2 =(3 Д/2/я) ^1Ф sin (я/3) cos а,
где а — угол управления тиристора; — напряжение питания.
Рис. 7.34. Временные диаграммы:
а — напряжение при активной нагрузке, /п-0; б — /п,*0; в — напряжение и ток при
активно-индуктивной нагрузке
156
Рис. 7.35. Форма напряжения на выходе преобразователя
при активной нагрузке и линейном изменении углов ав
При активно-индуктивной нагрузке энергия, накопленная в
магнитном поле нагрузки, возвращается обратно в первичною ёеть,
для чего тиристоры анодной и катодной групп переводятся в ийвер-
торный режим (рис. 7.34, в). Группа тиристоров, работавшая в вы-
прямительном режиме (интервал Д/в), переводится в инверторный
режим (интервал Д/и) путем увеличения угла управления до зна-
чений аги, больших 90°. В интервале Д/в ток и напряжение имеют
противоположные знаки, и энергия передается от нагрузки в первич-
ную сеть.
Напряжение преобразователя с непосредственной связью можно
регулировать путем изменения напряжения первичной ceTH l71(jt>
или угла управления вентилей. При использовании второго способа
удается осуществлять пофазное регулирование напряжения, обе-
спечивая нормальные условия работы потребителей и при несиммет-
ричной нагрузке трехфазного преобразователя.
Для получения кривой выходного напряжения, близкой к сину-
соидальной, углы регулирования групп тиристоров в выпрямитель-
ном (ав) и инвертном (аи) режимах должны изменяться Но закону:
ав — arc cos (v sin <o21);
(7-4)
аи = arc cos (— v sin <o2t),
где v = ^2max ^2maxo; ^amax — амплитудное значение выходного напря-
жения, соответствующее полностью открытым тиристорам; £Лтах0 — задан-
ная амплитуда огибающей выходного напряжения.
Изменяя значение v и управляя тиристорами в соответствии t
(7.4), можно регулировать амплитуду выходного напряжения, со-
157
храняя при этом форму кривой напряжения (72, близкую к синусо-
идальной. При v “ 1 закон изменения углов ав и аи должен быть
линейным. Форма напряжения на выходе преобразователя U2 и ди-
аграмма изменения углов управления для этого случая приведены
на рис. 7.35 (нагрузка активная). EL качестве примера на рис. 7.36
показана схема авиационного преобразователя. Авиационный дви-
гатель / вращает шестифазный синхронный генератор 2 с угловой
скоростью 10 000 — 20 000 об/мин, при этом частота тока на его вы-
ходе изменяется от 1200 до 2400 Гц. Генератор имеет регулятор на-
пряжения 3. Преобразователь частоты выполнен с естественной ком-
мутацией тиристоров. Его основными элементами являются: трех-
фазный задающий генератор 4; схемы управления 5, формирующие
синхронизирующие и управляющие импульсы; силовая часть пре-
образователя частоты 6; выходной фильтр 7.
Три синусоидальных задающих напряжения имеют постоянную
частоту 400 Гц и являются эталонными синусоидами, с которыми
сравниваются фазные напряжения генератора. При этом амплитуда
выходного напряжения каждой фазы может регулироваться незави-
симо от других фаз, кроме того, углы между фазами синусоидаль-
ных задающих кривых могут регулироваться с целью симметриро-
вания выходных напряжений при несимметричной нагрузке. При
коротком замыкании на выходе ПСПЧ выходной ток ограничивает-
ся приблизительно на уровне трехкратного номинального тока, что
достигается путем регулирования амплитуд задающих синусоидаль-
ных напряжений от токоограничивающей цепи.
Силовая часть преобразователя состоит из трех однофазных пре-
образователей (рис. 7.37). Преобразователь имеет четыре группы
тиристоров, питающихся от шестифазного генератора. Тиристоры с
нечетными номерами формируют «положительную» часть полупе-
риода, тиристоры с четными — «отрицательную» часть полупериода.
Для ограничения уравнительных токов между группами тиристо-
ров они соединяются между собой с помощью уравнительных реак-
торов и £2. Для фильтрации высших гармонических составляю-
Рис 7.36. Структурная схема преоб-
разователя частоты с непосредствен-
ной связью
щих используется Г-образный
фильтр (£ф, Сф). Коэффициент
искажения выходного напряже-
ния не превышает 2,5 %. Мощ-
ность преобразователя состав-
ляет 60 кВ «А.
В ПСПЧ с естественной ком-
мутацией ток генератора по от-
ношению к его напряжению
всегда отстающий, поэтому для
них характерно отношение пол-
ной мощности генератора к пол-
ной выходной мощности преоб-
разователя, равное 1,6. В ПСПЧ
158
Рис. 7.37. Принципиальная схема силовой части одной фазы ПСПЧ
с принудительной коммутацией угол сдвига между током и напря-
жением может быть равным нулю, поэтому номинальная мощ-
ность генератора только незначительно больше выходной мощ-
ности ПСПЧ (обычно указанное отношение для таких преобразо-
вателей равно 1,1). Для снижения массы ПСПЧ генератор и
преобразователь имеют единый корпус и единую систему охлаж-
дения.
Вопросы для самоконтроля
I. Чем характеризуется значение пульсаций выпрямленного тока?
2. Каковы причины уменьшения напряжения на выходе трансформатор-
но-выпрямительного блока при росте нагрузки?
3. Каково назначение уравнительных реакторов в ТВБ?
4. Как можно стабилизировать напряжение ТВБ?
5. Чем определяются потери в импульсных стабилизаторах напряжения?
6. Для чего вводится «пауза на нуле» в силовых инверторах?
7. Каким образом можно управлять выходным напряжением конверто-
ра?
8. В чем особенности трехфазных инверторов?
9. Для чего вводится пауза между включением и выключением анодной
и катодной групп тиристоров в преобразователях с непосредственной связью?
10. В каком случае статический преобразователь переходит в инвертор-
ный режим работы?
159
ГЛАВА 8
АККУМУЛЯТОРНЫЕ БАТАРЕИ
8.1. Химические источники тока
Классификация. Химическими источниками тока (ХИТ) назы-
ваются устройства, в которых химическая энергия активных ве-
ществ при протекании пространственно разделенных окислительно-
восстановительных процессов превращается в электрическую энер-
гию. Процесс превращения химической энергии активных веществ
в электрическую энергию с использованием ее во внешней цепи на-
зывается разрядом.
Ток, генерируемый ХИТ, прямо пропорционален плотности то-
ка / и площади поверхности электрода S:
l^jS.
По характеру работы все разновидности ХИТ подразделяют на
гальванические элементы, или первичные источники тока, и элект-
рические аккумуляторы, или вторичные источники тока. Первичные
ХИТ допускают лишь одноразовое использование заключенных в
них активных материалов. Вторичными ХИТ, или электрическими
аккумуляторами, называются источники электрической энергии
многоразового действия, процессы в которых протекают обратимо.
Активные вещества, израсходованные в процессе протекания реак-
ции, дающей электрическую энергию, могут восстанавливаться (ре-
генерироваться) при пропускании через разряженный аккумулятор
постоянного тока от другого источника энергии в направлении,
противоположном направлению разрядного тока. При этом на отри-
цательном электроде вместо реакции окисления происходит реак-
ция восстановления, а на положительном реакция восстановления
заменяется реакцией окисления.
Вне зависимости от конструктивного выполнения каждый ХИТ
состоит из двух электродов—проводников первого рода, разделенных
слоем электролита—проводника второго рода. Несколько химичес-
ских источников тока в едином конструктивном исполнении и элект-
рически соединенных между собой называют батареей.
Совокупность активных веществ, использованных для создания
ХИТ , называется электрохимической системой, для обозначения ко-
торой принято между двумя вертикальными чертами писать химиче-
скую формулу электролита, а слева и справа — химические формулы
активных веществ до разряда (справа — отрицательного электрода,
слева —положительного) в соответствии с наименованием электро-
химической системы. Так, например, сер^брй Но-цинковая электро-
химическая система записывается следующим образом:
( 4 ) AgO | КОН | Zn ( —).
160
Таблица 8.1
Тип аккумулятора Электрохимическая система э. д. с., В Теоретическая удельная энер- гия, Вт-ч/кг
Свинцовый (+) РЬО2 | H2SO41 Pb(--) 2,1 175
Никель-кадмиевый (+) NiOOH I КОН 1 Cd (-) 1,36 220
Серебряно-цинковый (4 ) AgO 1 КОН / Zn (-) 1,85 450
На ВС используются только вторичные ХИТ — аккумуляторные
батареи. Наиболее распространенные электрохимические системы
аккумуляторов приведены в табл. 8.1 .
Под теоретической удельной энергией понимается энергия, сни-
маемая с единицы массы активных веществ при коэффициенте ис-
пользования их, равном единице. К теоретической удельной энер-
гии следует стремиться при совершенствовании химических ис-
точников тока.
Назначение. Аккумуляторные батареи разделяют на два вида:
бортовые — для использования на борту ВС и аэродромные — для
использования при обслуживании ВС. На самолетах дальних и
средних магистральных воздушных линий бортовые аккумулятор-
ные батареи выполняют роль аварийного источника электрической
энергии, обеспечивая кратковременное питание потребителей первой
категории от момента отказа всех основных каналов системы элект-
роснабжения до перевода их на питание от вспомогательной силовой
установки или аварийного источника с ветряными двигателями.
Аккумуляторная батарея используется и для запуска вспомогатель-
ной силовой установки.
На других ВС бортовые аккумуляторные батареи предназначены
для питания электрических стартеров и другой аппаратуры при ав-
тономном запуске авиационных двигателей, для питания потреби-
телей первой категории при отказе основных каналов системы
электроснабжения и для кратковременной проверки работы элект-
рооборудования на земле. В качестве бортовых аккумуляторных
батарей на ВС гражданской авиации используются свинцовые и ни-
кель-кадмиевые аккумуляторные батареи. Благодаря ряду преиму-
ществ последние находят все большее распространение.
Аэродромные аккумуляторные батареи предназначены для пита-
ния приемников электрической энергии ВС на земле при провер-
ках и проведении технического обслуживания и запуска авиацион-
ных двигателей. В качестве аэродромных аккумуляторных батарей
используются только свинцовые батареи.
6 Зак. 2261 161
Основные характеристики. Электродвижущая сила, т. е. раз-
ность электродных потенциалов при разомкнутой внешней цепи,
£ = Ф+ —Ф_,
где ср+ и ((>_ — соответственно потенциалы положительного и отрицательного
электродов.
Полное внутреннее сопротивление — сопротивление постоянно-
му току: 7? =г-|-гп. Омическое сопротивление г представляет собой
сумму сопротивлений электролита, электродов, соединительных эле-
ментов и переходного сопротивления среды электрод — электролит.
Основную долю сопротивления г составляет сопротивление электро-
лита, значение которого зависит от плотности и температуры (при
уменьшении плотности и температуры сопротивление электролита
увеличивается). Сопротивление поляризации гп обусловлено из-
менением электродных потенциалов <р+ и <р_ при протекании тока.
Оно зависит от значения тока.
Напряжение U = Е — Ur, где Ur — падение напряжения
внутри самого источника тока на его полном внутреннем сопротив-
лении. При разряде источника Uр = Е -— 7?/р, а при заряде С/3 =
— Е + 7?73, здесь Up и U3 — разрядное и зарядное напряжения
на зажимах источника; /р и 13 — токи разряда и заряда.
Средние значения напряжений за промежуток времени от 0 до
t при заряде и разряде:
С ^р
_ 1 С
из = ~~.— I U3dt, — I Updt,
' «з J ‘p J
0 0
где t3 и /р — соответственно продолжительность заряда и разряда ХИТ.
В процессе работы ХИТ активные вещества электродов или элект-
ролита (иногда и те и другие) превращаются в новые химические
вещества. При этом изменяется полное внутреннее сопротивление, так
как вновь образовавшиеся вещества имеют другие удельные сопро-
тивления и потенциалы электродов. Чем больше разряжена аккуму-
ляторная батарея, тем сильнее изменяется состав ее активных ве-
ществ и тем значительнее ее э.д.с. Полное внутреннее сопротивле-
ние и напряжение отличаются от первоначальных.
Разрядная емкость Qp — количество электричества, которое
можно получить от ХИТ при определенных условиях его работы,
т. е. при заданных значениях температуры, разрядного тока и ко-
нечного разрядного напряжения.
При tp — /р = const разрядная емкорть
Qp = 7р /р •
При tp = var
Qp = ipdt или Qp — Uptp/R. (8.1)
b
162
Вычислить емкость по формуле (8.1) можно, используя зависи-
мости разрядного тока «р от времени разряда /р. Емкость ХИТ оп-
ределяется количеством активных веществ и коэффициентом их ис ,
пользования. Теоретическую емкость можно найти, учитывая, чю
расход активного вещества в граммах на 1 А-ч определяется на ос-
нове закона Фарадея, согласно которому при израсходовании 1 г-экв
активного вещества освобождается количество электричества, рав-
ное 26,8 А-ч (число Фарадея). Практически же не все вещество ис-
пользуется полезно, и емкость, отдаваемая ХИТ, всегда меньше
теоретической. Отношение практически получаемого количества
электричества к теоретическому называют коэффициентом исполь-
зования активных веществ:
&иси= (wQp,/A4) п
где т — расход активных веществ, г/(А-ч); М —масса активных веществ
источника, г.
Коэффициент использования активных веществ зависит от ре-
жима разряда и конструкции источника тока. При использовании
тонких электродов и более пористых масс, как правило, увеличива-
ется /гпс11 вследствие уменьшения при прочих равных условиях
плотности тока.
Номинальная емкость QH — емкость, которую должен отдавать
ХИТ при оговоренных техническими условиями режимах разряда.
Для авиационных аккумуляторных батарей за такой режим прини-
мают разряд током 5-или 10-часового режима разряда (/р — QJ5
или /р = QH/10).
Удельная емкость — отношение емкости Qp к полной массе ис-
точника УИП: pq — Qv'Mn. По удельной емкости сравнивают ХИТ
одной и той же системы, так как она характеризует; насколько ра-
ционально используется их масса.
Зарядная емкость — количество электричества, поглощенное
аккумулятором при его заряде:
Qa — /з^з, 1з--^з -Const
ИЛИ
^з
Q3- /*з (it, 1’3 const.
b
Удельная энергия ХИТ представляет собой отношение отдавае-
мой энергии к его массе:
где мр — напряжение источника в процессе разряда.
6*
163
По удельной энергии можно сопоставлять химические источники
тока разных систем, так как при этом учитывается, чтоэ. д. с. и
пределы рабочего напряжения источников различны.
Коэффициент отдачи ХИТ по емкости характеризуется отноше-
нием его разрядной емкости к зарядной:
Коэффициент отдачи по энергии — отношение отдаваемой энер-
гии ХИТ к энергии, затрачиваемой для его полного заряда:
Отдача по энергии является существенным фактором при опреде-
лении эксплуатационных расходов.
Саморазряд, т. е. потеря емкости, обусловленная протеканием
самопроизвольных процессов при разомкнутой внешней цепи. Ос-
новной причиной саморазряда является взаимодействие активных
масс электродов и электролита. Количественно саморазряд оцени-
вается уменьшением емкости за сутки:
S ((?!—Q2)/Qt,
где и Q., — емкости ХИТ до-и после хранения; т — продолжительность
хранения, сут.
Саморазряд увеличивается с повышением температуры и умень-
шается с ее понижением.
Надежность характеризуется наработкой на отказ, сроком служ-
бы, сроком годности и сохранностью. Заряд аккумуляторной бата-
реи с последующим разрядом называется циклом. Число циклов,
которое аккумулятор проработал к данному моменту времени, на-
зывается наработкой аккумулятора. Наработка аккумуляторной ба-
тареи, при которой его разрядная емкость становится меньше неко-
торого нормированного значения, называется сроком службы. Для
бортовых аккумуляторных батарей срок службы определяется ка-
лендарным временем в годах, для аэродромных — числом циклов.
Срок хранения — календарный срок от момента изготовления до
ввода аккумуляторной батареи в эксплуатацию, в течение которого,
находясь в определенных условиях, она сохраняет свои эксплуата-
ционно-технические характеристики. Следует различать сроки
службы гарантийные, т. е. указанные в технической документации,
и фактические, характеризующие надежность аккумуляторных ба-
тарей.
Экономические и эксплуатационные характеристики. К эконо-
мическим характеристикам относят первоначальную стоимость с
164
учетом срока службы и сохранности и стоимость эксплуатации в тех
или иных условиях применения.
Эксплуатационными характеристиками являются: надежность,
степень механической прочности, климатическая устойчивость и
температурный интервал работоспособности, стабильность напря-
жения, простота в обслуживании, степень вредности для другого
оборудования.
8.2. Авиационные свинцовые аккумуляторные батареи
Принцип действия и устройство. Свинцовые аккумуляторы ос-
нованы на электрохимической системе (+) PbO2 |H2SOJ Pb (—).
Активным веществом положительного электрода является пере-
кись свинца РЬО2, а отрицательного — свинец. Электролитом слу-
жит водный раствор серной кислоты плотностью у — 1,285 г/см3.
Для обоснования процессов, происходящих в свинцовых акку-
муляторах, общепринята теория двойной сульфатации, согласно ко-
торой при разряде (-►) на отрицательном электроде происходит
реакция окисления свинца
Pb + HSO4- PbSO.j4-2e-t-H +
и образуется сульфат свинца, а на положительном — реакция вос^
становления двуокиси свинца
PbO2-i-3H+ + H2SO4- +2е -> PbS044-2H2O
и также образуется сульфат свинца.
Суммарная реакция имеет вид
РЬ -рРЬО2 4- 2H2SO4 PbSO4+2H2O4-PbSO4. (8.2)
«Двойная сульфатация» означает, что при разряде на положи-
тельном и отрицательном электродах образуется сульфат свинца.
Процессы при заряде кислотного аккумулятора показаны в фор-
муле (8.2) стрелкой(ч-). По мере разряда аккумулятора плотность
(концентрация) электролита уменьшается, так как сульфатация
электродов сопровождается образованием воды.
В качестве бортовых аккумуляторных батарей используются ба-
тареи следующих типов: 12А-30, 12САМ-28, 12САМ-55 и 12 АСАМ-
23, в качестве аэродромных — 12АО-50, 12АО-52, 12АСА-140. Пер-
вые цифры в обозначении указывают число аккумуляторов, соеди-
ненных последовательно, последние — номинальную емкость в ам-
пер-часах. Буквы в обозначении определяют вид, некоторые свой-
ства и область применения батареи: А — авиационная, САМ —
стартерная авиационная моноблочная, АСАМ — авиационная стар-
терная с абсорбированным электролитом, АО — аэродромного об-
служивания, АСА — аэродромный стартерный аккумулятор.
165
Авиационная свинцовая аккумуляторная батарея 12САМ-28
(рис. 8.1) состоит из 12 аккумуляторов, расположенных в ячейках
эбонитового моноблока. Каждый из аккумуляторов состоит из элект-
родов в виде нескольких положительных 1 и отрицательных 3 пла-
стин, сепараторов 2, пробок и других вспомогательных элементов.
Пластины электродов представляют собой свинцовые решетки, от-
верстия которой заполняются активной массой. Для увеличения
прочности и улучшения литейных свойств решетки к свинцу добав-
ляется 6—8 % сурьмы.
Пластины одной полярности спаиваются с борном 6, образуя по-
лублоки из отрицательных 17 и положительных 4 пластин. Пласти-
ны разноименных полярностей разделяются сепараторами из мик-
ропористого эбонита (мипора). Одна из сторон сепаратора ребрис-
тая. Этой стороной сепаратор обращен к положительной пластине,
ибо для нормального протекания у ее поверхности электрохимиче-
ских процессов требуется более свободный доступ электролита.
Блоки пластин вместе с сепараторами 16 помещают в отдельные
эбонитовые ячейки моноблока 14. Днище ячейки имеет трапецеи-
дальные выступы 15 в виде призм, на которые опираются выступы
положительных пластин. Отрицательные пластины устанавливают-
ся на специальные эбонитовые башмаки 18. Такое устройство предо-
храняет пластины от короткого замыкания, которое может произой-
ти от постепенного выпадания в процессе эксплуатации на дно со-
суда частиц активной массы положительных пластин. В верхней
части блока пластин прокладывается тонкий перфорированный
винипластовый предохранительный щиток 5, а над ним устанавли-
Рис. 8.1. Детали аккумуляторных батарей 12АСАМ-28, 12САМ-28
166
вается отражательный эбонитовый щи-
ток 7, предохраняющий электролит от
выплескивания. В центре щитка имеется
отверстие для измерения уровня и плот-
ности электролита.
Сверху ячейки закрываются крыш-
кой 8 с тремя отверстиями: одно для
заливки электролита и выпуска газов,
а два других для вывода штырей бор-
нов. Места соприкосновения крышки
ячейки с ее стенками уплотняют резиной
11 или асбестовым шнуром и заливают
специальной мастикой. Среднее отвер-
стие крышки 9 закрывают пробкой 10.
При хранении авиационных аккумуля-
торных батарей применяют глухие
Рис. 8.2. Рабочая пробка ак-
кумулятора 12САМ-28
пробки, препятствующие поступлению воздуха внутрь аккумуля-
тора и предохраняющие активные вещества от окисления. Верх-
нюю часть глухих пробок окрашивают в красный цвет.
Рабочие пробки (рис. 8.2) аккумуляторных батарей обеспечива-
ют отвод газов, образующихся при протекании электрохимических
процессов, и предотвращают выливание электролита при эволюци-
ях. Для аккумуляторных батарей типов 12А и 12САМ применяют зо-
лотниковые пробки, состоящие из эбонитового корпуса 3, резинового
золотника 4, укрепленного в конусообразном свинцовом грузике 1,
и крышки 2 с двумя отверстиями. В нормальном положении грузик
давит на стержень золотника, конусообразная головка которого от-
ходит от гнезда и открывает выход газам через кольцеобразный ка-
нал между стержнем и стенками корпуса. Низ грузика имеет кресто-
образную шлифовку, что позволяет свободно проходить газам в
верхнюю камеру, откуда они выходят наружу через отверстие в
крышке. При наклоне грузик падает на боковую стенку и вытяги-
вает золотник, который своей головкой закрывает нижнее отверстие.
Все 12 аккумуляторов батареи соединены между собой последо-
вательно межэлементными перемычками 12 (см. рис. 8.1), Клеммы
13 крайних аккумуляторов служат для подключения батареи к
внешней цепи. Сверху батарея закрывается крышкой.
Принципиальных различий между конструкцией элементов аэро-
дромных и бортовых аккумуляторных батарей нет. Элементы аэро-
дромных аккумуляторных батарей 12АО-50 и 12АО-52 имеют лишь
большие габаритные размеры и смонтированы в двух эбонитовых
шестикамерных блоках, установленных в общем деревянном ящике
с крышкой и переносными ручками.
Электрические характеристики. Э.д.с. свинцового аккумулятора
зависит от плотности и в очень малой степени от температуры элект-
ролита. Значение э. д. с. при плотности электролита у = 1,285 г/см3
и температуре 15 °C равно 2,125 В. С повышением плотности элект-
167
ролита э. д. с. возрастает. Зависимость э. д. с. от плотности серной
кислоты (у = 1,06-7-1,3 г/см3) может быть с достаточным приближе-
нием выражена уравнением Е = 0,84 + у. Температурный коэффи^
циент кислотного аккумулятора весьма мал, его максимальное зна-
чение не превышает 0,4 мВ/°С. При разряде аккумулятора плот-
ность электролита и э. д. с. уменьшаются. Когда э. д. с. достигает
1,82—1,85 В, аккумулятор считается разряженным. Однако по
э. д.с. нельзя точно судить о степени разряженности аккумулятора,
так как э.д.с. разряженного аккумулятора с большей плотностью
электролита может быть выше, чем э. д. с. заряженного аккумулято-
ра с меньшей плотностью электролита.
Полное внутреннее сопротивление. Сопротивление электролита
зависит от его плотности и температуры (рис. 8.3). Удельное сопро-
тивление веществ, из которых выполнены другие части аккумулято-
ра, по сравнению с удельным сопротивлением электролита невелико:
для губчатого свинца оно равно 0,00018 Ом-см, а для перекиси свин-
ца — 0,25 Ом-см.
В процессе разряда и заряда удельное сопротивление электроли-
та и активной массы изменяется, вследствие чего изменяется и пол-
ное внутреннее сопротивление аккумулятора. Сопротивление ак-
кумулятора уменьшается во время заряда и увеличивается при раз-
ряде. Это происходит потому, что во время разряда аккумулятора
сопротивление пластин из-за образования на них сульфата свинца,
плохо проводящего ток, и сопротивление электролита при пониже-
нии его плотности возрастают. При разряде большими токами, ког-
да плотность электролита в порах и вблизи пластин вследствие ма-
лой скорости диффузии уменьшается сильнее* внутреннее сопротив-
ление аккумулятора резко увеличивается. При прекращении раз-
ряда сопротивление аккумулятора начинает постепенно умень-
шаться, так как концентрация электролита в порах пластин вырав-
нивается.
При заряде аккумулятора внутреннее сопротивление уменьшает-
ся. Однако в конце заряда, когда наступает интенсивное газовыделе-
ние, сопротивление аккумулятора начинает возрастать, так как
1,0 1,2
1,6 f.Z/CH3
Рис. 8.3. Зависимость удельного со-
противления р и температурного ко-
эффициента а от плотности у
168
пузырьки газа заполняют часть
пор сепаратора и активного ве-
щества и уменьшают его прово-
димость. После выключения
аккумулятора пузырьки газа
поднимаются на поверхность
и внутреннее сопротивление
уменьшается. Внутреннее со-
противление кислотных авиа-
ционных аккумуляторов весьма
мало и составляет тысячные
доли ома. Это ценное свойство
позволяет получать от аккуму-
ляторов большие токи при срав-
нительно малых потерях внутри
аккумулятора. Внутреннее со-
противление аккумулятора тем
меньше, чем больше площадь
пластин и число их, включен-
ных параллельно, и чем мень-
ше расстояние между ними.
Напряжение. При включе-
нии аккумулятора на заряд
в первый момент (участок /,
рис. 8.4) резко возрастает на-
пряжение на зажимах акку-
Рис. 8.4. Изменения напряжения свин-
цового аккумулятора при заряде и
разряде
мулятора, компенсирующее падение напряжения на его внут-
реннем сопротивлении. Кроме того, это повышение объясняет-
ся тем, что в результате химической реакции вблизи пластин обра-
зуется серная кислота, плотность электролита повышается, увеличи-
вается э. д. с., а следовательно, и напряжение. Напряжение на уча-
стке / будет расти до тех пор, пока не установится равновесие меж-
ду процессами образования кислоты у пластин и перемешивание ее
в результате диффузии с более слабым раствором в сосуде аккумуля-
тора. Дальнейшее более медленное повышение кривой напряжения
(участок //) при заряде связано с ростом плотности электролита, а
следовательно, и э.д.с.
В конце заряда, когда почти вся активная масса пластин окажет-
ся восстановленной (напряжение на элементе 2,35—2,4 В), энергия,
подводимая к аккумулятору от зарядного устройства, расходуется
сначала частично, а затем и полностью на электролиз воды, который
сопровождается бурным выделением пузырьков газа. Так как внут-
реннее сопротивление аккумулятора при газовыделении вследствие
обволакивания поверхности пластин пузырьками газа увеличивает-
ся, напряжение на участке /// резко возрастает. На этом участке
наблюдается также более быстрое увеличение э. д. с., так как к кон-
цу заряда процесс восстановления активных веществ проникает
внутрь пластин, процесс диффузии затрудняется и плотность элект-
ролита в порах повышается в большой степени. Далее рост напряже-
ния прекращается, так как процесс заряда заканчивается, а про-
цесс электролиза воды стабилизируется.
Таким образом, окончание заряда аккумулятора определяется
по постоянству напряжения и плотности электролита в течение оп-
ределенного времени (обычно 2 ч). Напряжение на элементе в кон-
це заряда должно быть 2,55—2,65 В. После прекращения заряда вы-
равнивается плотность электролита в порах пластин и в сосуде,
э. д. с. снижается до 2,13—2,18 В на элементе или до 25,5—26 В
на батарее (участок IV).
При включении аккумулятора на разряд в порах пластин и
вблизи них в результате химической реакции плотность электроли-
169
та уменьшается, так как свежий электролит не успевает проникнуть*
из междуэлектродного пространства внутрь пластин. Поэтому на
участке IV наблюдается резкое снижение э. д. с., а следовательно,
и напряжения аккумулятора. В дальнейшем происходит интенсив-
ное перемешивание электролита, в результате чего скорость пони-
жения его плотности у поверхности пластин и в порах замедляется,
стремясь к равновесному состоянию. Э. д. с. и напряжение на участ-
ке V понижаются более плавно, чем на участке IV. По мере прибли-
жения разряда к концу в активном веществе пластин сечения пор
уменьшаются, вследствие образования сульфата свинца выравнива-
ние плотности электролита затрудняется. В порах пластин плот-
ность электролита будет отличаться от плотности электролита в со-
суде. Поэтому э. д. с. и напряжение будут понижаться все в боль-
шей степени (участок VI). Когда поры станут настолько малы, что
проникновение электролита внутрь пластин окажется почти невоз-
можным, дальнейший разряд аккумулятора будет вызывать порчу
пластин. Разряд аккумулятора следует вести до определенного пре-
дела, обусловленного минимальным допустимым напряжением раз-
ряда (так называемым конечным напряжением разряда). При раз-
ряде аккумулятора номинальным током конечное напряжение на
элементе составляет 1,7 В. Увеличение тока разряда ведет к ус ко-4
рению электрохимических процессов, кривые разряда располагают-
ся ниже. Так как при кратковременных режимах разряда в реакцию
вступают только верхние слои активных веществ, то разряд можно
проводить до меньшего значения конечного напряжения.
Температура электролита оказывает существенное влияние на
напряжение во время заряда и разряда аккумулятора. При пониже-
нии температуры вязкость электролита возрастает и, следовательно,
выравнивание плотности электролита замедляется; внутреннее со-
противление аккумулятора также возрастает, вызывая увеличение
падения напряжения при прохождении тока. В результате этого на-
пряжение на зажимах аккумулятора для одного и того же разрядно-
го тока при пониженной температуре несколько меньше и падает
быстрее, чем при более высокой температуре (рис. 8.5).
Разрядная емкость. При оди-
наковом количестве активных
веществ аккумулятор с тонкими
пластинами имеет большую раз-
рядную емкость, чем с толстыми,
так как при тонких пластинах
кислота легче проникает в поры
активных масс, а также непо-
средственно омывает большее
количество активных веществ,
что обеспечивает лучшее их ис-
пользование. По той же причи-
не чем пористее активное ве-
Рис. 8.5. Зависимость напряжения
свинцового аккумулятора при разря-
де от температуры
170
щество, тем большую емкость можно
от него получить.
При разряде аккумулятора тока-
ми, значительно превышающими но-
минальный, вследствие отставания
процесса диффузии от процесса раз-
ряда используются главным образом
активные вещества поверхностного
слоя пластин. Образующийся су ль-
фат свинца на поверхности дадят-
ствует проникновению 'электролита,
в поры пластин.Количество активного
Ж(цества* используемого в процессе
разряда, уменьшается, а следователь-
Рис. 8.6. Зависимость разряд-
ной емкости свинцового акку-
мулятора от разрядного тока
но,.уменьшается разрядная емкость.
В авиационных аккумуляторах используются только тонкие пла-
стины с большой общей поверхностью в одном элементе. В аккуму-
ляторах серии А толщина пластин составляет 2—3 мм, а в аккуму-
ляторах серии САМ — 1 — 1,2 мм. Это позволяет увеличить коэф-
фициент использования активных веществ.
Зависимость разрядной емкости Qp от разрядного тока I р
(рис. 8.6) можно определить по эмпирической формуле Пейкерта:
(?р-Рн(/н7р)п-1- (8-3>
где Qh, /н — номинальные значения разрядной емкости и тока разряда;
п = 1,24-1,4.
За номинальную емкость авиационных кислотных аккумулято-
ров принимают емкость при 10-часовом режиме разряда до напряже-
ния на зажимах элемента 1,7 В при начальной плотности электро-
лита 1,285 г/см3 и температуре +20 °C. 4
Влияние температуры электролита на емкость аккумуляторд ве-
л и ко: 'сттонижеййем ее вязкость электролита увеличивается, диффу-
зия его ухудшается и коэффициент использования активного мате- •
риала снижается, удельное сопротивление электролита возрастает.
Это приводит к тому, что у аккумулятора, разряжаемого при низкой
температуре, быстрее достигается минимально допустимое напряже-
ние и, следовательно, его емкость уменьшается. Особенно сильно
сказывается понижение температуры при разряде аккумулятора
большими токами. Так, например, аккумуляторная батарея
12САМ-28 при температуре 20° С обеспечивает четыре запуска авиа-
двигателя, при температуре —5 °C — два запуска, а при температу-
ре —15 °C—только один запуск. Изменение емкости аккумулятора
в зависимости от температуры электролита учитывается так назы-
ваемым температурным коэффициентом емкости, характеризующим
изменение емкости аккумулятора при изменении температуры на
I °C. Температурный коэффициент емкости увеличивается с ростом
разрядного тока и с понижением температуры электролита.
171
Емкость аккумулятора при различных температурах и
Q^ = Q2S [l + a# (fl-25)], (8.4)
где Q25 — емкость при температуре 25°C; а^, — температурный коэффициент
емкости.
Учитывая столь большое влияние температуры на емкость, ак-
кумуляторные батареи на ВС устанавливают в утепленных контей-
нерах. Бортовые аккумуляторные батареи целесообразно эксплуати-
ровать при температуре не ниже 5 °C, так как при более низких тем-
пературах их емкость значительно уменьшается. При продолжи-
тельных полетах на большой высоте контейнеры не дают желаемо-
го эффекта, поэтому аккумуляторы приходится обогревать.
Следует отметить, что на разрядную емкость некоторое влияние
оказывает также плотность электролита: с повышением ее емкость
аккумулятора увеличивается. Однако выбор плотности электроли-
та 1,285 г/см3 обусловлен главным образом требованиями, связан-
ными с работой аккумулятора при низких температурах, сроком
службы и саморазрядом, а не получением максимальной емкости.
Отдача аккумуляторов зависит от полноты заряда, температуры
электролита, при которой производится заряд и разряд, и от режи-
ма разряда. Для свинцовых аккумуляторов коэффициенты отдачи
по емкости и энергии равны: t|q = 0,85—0,9; = 0,654-0,75.
Саморазряд аккумулятора определяется природными свойствами
активных веществ. Причины его следующие:
неодинакова плотность электролита по высоте пластин (внизу
электролит более плотный, чем вверху), в результате чего нижние
части пластин имеют больший потенциал, чем верхние, и между ни-
ми протекают уравнительные токи;
электрохимические процессы, происходящие между электроли-
том и активной массой положительных и особенно отрицательных
пластин;
самопроизвольное восстановление двуокиси свинца в сульфат
свинца (для положительных пластин) и реакция саморастворения
губчатого свинца (для отрицательных).
Огранические примеси и примеси других кислот в электролите
вызывают увеличение саморазряда, поэтому для заливки аккумуля-
торов и используется только серная кислота (ГОСТ 667—53), а для
приготовления электролита — только дистиллированная вода.
Саморазряд свинцовых аккумуляторов считается нормальным, если
он не превышает 1 % QH в сутки, или 30 % в месяц. Учитывая это,
аккумуляторы необходимо периодически подраздяжатьх если они
длительное время находятсяв бездействии/' В противном~слуЧЯ5
пластины аккумулятора могут засульфаТироваться, т. е. произой-
дет практически необратимый переход мелкозернистого сульфата
свинца в крупнозернистый («необратимая сульфатация»), и акку-
мулятор выйдет из строя.
J72
Сохранность, срок службы. Допустимый срок хранения свинцо-
вых аккумуляторов в сухом виде не превышает 3 лет. Это объяс-
няется окислением оставшегося металлического свинца в активной
массе отрицательного электрода и решеток обеих полярностей кис-
лородом воздуха.
В присутствии следов кислоты, воды и углекислого газа на по-
верхности электродов образуется продукт взаимодействия окисла
свинца с этими веществами в виде белой массы, которая может при-
липать к сепараторам. Это способствует тому, что аккумулятор пос-
ле длительного хранения в сухом виде практически выходит из
строя. Поэтому свежеизготовленные свинцовые аккумуляторы сле-
дует хранить в сухом закрытом помещении при температуре воздуха
5—30 °C с плотно завернутыми глухими пробками.
Свинцовые аккумуляторы, уже бывшие в эксплуатации, можно
хранить как без электролита, так и с электролитом. Без электроли-
та их хранят только в заряженном состоянии, однако по причинам,
изложенным выше, срок хранения их в таком виде не должен пре-
вышать 3-х мес. Аккумуляторы с электролитом можно хранить толь-
ко в заряженном состоянии во избежание вредной сульфатации.
Для восстановления емкости, утраченной в процессе саморазряда,
аккумулятор не реже одного раза в месяц подзаряжают.
При работе аккумуляторной батареи происходит старение, а
также выпадание активного вещества из пластин. При этом емкость
аккумулятора с течением времени уменьшается. Для аэродромных
аккумуляторных батарей срок службы соответствует двум годам
непрерывной эксплуатации, батарей 12АО-50—50 циклам,
12АО-52—70 циклам и для 12АСА-145—75 циклам. Срок службы
бортовых аккумуляторных батарей составляет: для 12А-30 и 12САМ-
28—2 года, для 12САМ-55—1,5 года и для 12САМ-23 — один
год. К истечению срока службы емкость аккумуляторных батарей
снижается до 75 %. При расчетах надежности интенсивность отка-
зов свинцовых аккумуляторных батарей Х = (2,8-9-21,4) 10~в 1/ч.
8.3. Авиационные никель-кадмиевые
и серебряно-цинковые аккумуляторные батареи
Принцип действия и устройство. В никель-кадмиевых аккуму-
ляторах используется электрохимическая система (+) NiOOH^
|КОН| Cd (—). Электрохимическим активным веществом положи-
тельного электрода является соединение Ni ООН, имеющее опреде-
ленное кристаллическое строение (так называемая 0-форма). Раз-
ряженный положительный электрод состоит из гидрата закиси ни-
келя Ni (ОН)2. Активным веществом отрицательного электрода
является губчатый кадмий. Электролитом служит водный калиево-
литиевый составной раствор (у = 1,19-9-1,21 г/см3) гидрата окисик
173
калия КОН с добавлением 20 г на 1 л раствора моногидрата гидро-
окиси лития (LiOH-H2O).
Процессы, протекающие на электродах аккумулятора при заря-
де и разряде, можно представить уравнением
2NiOOH + Cd + 2H2O 2Ni(OH)2 + Cd(OH)2. (8.5)
На положительном электроде происходит следующий процесс:
NiOOH + 2H2O + e Ni(OH)2+(ОН)-,
а на отрицательном
Cd + 2(OH)- Cd(OH)2 + 2е.
Следует отметить, что электролит, хотя его химическая формула
и не фигурирует в уравнении, принимает самое активное участие
в процессах, протекающих в аккумуляторе. Средняя плотность
электролита во время заряда и разряда остается неизменной, од-
нако при заряде концентрация электролита понижается у отрица-
тельного электрода и повышается у положительного. При разряде
имеет место обратное распределение.
В качестве бортовых аккумуляторных батарей используются ба-
тареи типа 20НКБН-25. Первые цифры в обозначении указывают
число аккумуляторов, соединенных последовательно, последние —
номинальную емкость в ампер-часах. Буквы в обозначении соответ-
ствуют: НКБ — никель-кадмиевая батарея, Н — технологическая
особенность изготовления электродов (с намазными пластинами, в
которых активная масса намазывается в виде пасты на металличе-
скую решетку, а затем подпрессовывается).
Батарея составлена из 20 последовательно соединенных акку-
муляторов, каждый из которых состоит из тех же деталей, что и
свинцовый аккумулятор. Электроды аккумулятора собраны из от-
дельных пластин намазной конструкции. Решетку отрицательных
пластин электродов выполняют из кадмированной стали, а для на-
мазки ее используют окись кадмия с соляровым маслом (4,9 %)
и гидратом закиси никеля (6,9 %). Положительные пластины полу-
чают путем напрессовывания на никелированную стальную решетку
мелкоразмельченной порошкообразной активной массы: смеси гид-
рата закиси никеля с графитом, который добавляют в активную мас-
су для увеличения ее электропроводности.
Аккумуляторы выпускаются заводом-изготовителем в разряжен-
ном состоянии с отформированными электродами. Процесс электро-
химического формирования осуществляется путем заряда и разряда
аккумулятора. При пропускании зарядного тока на отрицательных
электродах окислы гидрата окиси кадмия превращаются в губчатую
металлическую массу, а на положительном электроде окислы нике-
ля обогащаются кислородом. Пластины разноименной полярности
разделяют комбинированным сепаратором, положительные пласти-
ны аккумуляторной батареи помещают в мешочки из капроновой
ткани, а отрицательные— из щелочестойкой бумаги.
174
Доливают электролит в процессе эксплуатации через отверстие
в крышке аккумулятора, которое в рабочем состоянии закрыто проб-
кой. Рабочая пробка имеет клапан в виде резинового кольца, отта-
рированного на перепад давления (0,24-0,4) 105 Па. Клапанные
пробки не позволяют электролиту проливаться при любом положе-
нии аккумулятора, исключают его испаряемость и выполняют роль
редукционного клапана, сбрасывая избыточное давление внутри ак-
кумулятора.
Сосуды аккумуляторов изготовлены из полиамидной смолы. Ак-
кумуляторы, расположенные в два ряда, помещены в контейнер из
нержавеющей стали и изолированы друг от друга пленками из
винипласта и слоями специальной грунтовки. На боковых стенках
контейнера имеются смотровые окна, в которые видны метки, нане-
сенные краской на стенках сосудов аккумуляторов, для наблюдения
за уровнем электролита. Токоотводы батареи выведены на розетку
штепсельного разъема. Конструкция контейнера обеспечивает изо-
ляцию батареи от корпуса самолета: снизу по бокам имеются изоля-
ционные прокладки в виде уголков, а крышка контейнера изготов-
лена из изоляционного материала.
Батарея 20НКБН-25 имеет следующие даннь?е: емкость батареи,
заряженной при температуре (+25±10) °C при разряде в нормаль-
ных климатических условиях током 10 А до конечного напряжения
на элементе 1 В, не менее 25 А-ч, при разряде током 100 А — 19 А-ч.
Максимальный разрядный ток более 670 А.
Электрические характеристики. Э. д. с. никель-кадмиевого за-
ряженного аккумулятора равна 1,45 В. Спустя 120 ч после заря-^
да э. д. с. равна 1,36—1,38 В, что объясняется диффузией кислоро-
да с поверхности нестойкого NiOOH, образующегося при заряде.
Э. д. с. никель-кадмиевого аккумулятора практически не зависит
от температуры. Полное внутреннее сопротивление никель-кадмие-
вого аккумулятора с намазными пластинами сравнимо по величине
с сопротивлением свинцовых аккумуляторов, что позволяет исполь-
зовать их также в стартерном режиме. Существенное влияние на пол-
ное внутреннее сопротивление оказывает температура электролита,
с уменьшением температуры оно возрастает. Зависимость сопротив-
ления от степени разряженности аккумуляторов незначительна.
Напряжение. Разрядное напряжение зависит от тока разряда
и температуры (рис. 8.7). С понижением температуры уменьшается
емкость, отдаваемая аккумуляторами при разряде, до определен-
ного конечного напряжения.
Емкость. Разрядная емкость Qp батареи 20НКБН-25
(рис. 8.8, кривая /) в меньшей степени зависит от значения разряд-
ного тока /р, чем батареи 12САМ-28 (кривая 2).
Коэффициент использования активной массы составляет 60—
70 %. Отдача по емкости у аккумуляторов с намазными пластина-
ми достигает 80—85 %, а отдача по энергии — 65—70%.
175
Рис. 8.7. Изменение напряжения
при разряде аккумулятора (/ =
= 20 °C):
/ -8-часовой режим: 2 — [-часовой
режим
Рис. 8.8. Зависимость разрядной ем-
кости никель-кадмиевого аккумулято-
ра от разрядного тока Qp=f(/p)
Саморазряд. Уменьшение емкости никель-кадмиевого аккумуля-
тора происходит главным образом вследствие постепенной потери
кислорода окисно-никелевым электродом. Особенно интенсивна от-
дача кислорода в течение нескольких суток по окончании заряда,
что связано с разложением высших окислов никеля. В течение пер-
вых 15—20 сут саморазряд составляет 1,5 % в сутки, а затем умень-
шается до 0,5 %. Гарантийный срок годности никель-кадмиево-
го аккумулятора 2,5 года (в этот срок входят хранение, транспор-
тировка и работа его на самолете).
В процессе эксплуатации никель-кадмиевых аккумуляторов мо-
жет иметь место «тепловой разгон», т. е. явление, которое приводит
к перегреву, вскипанию электролита, межэлектродным коротким
замыканиям и возгоранию аккумулятора. Причинами теплового
разгона являются повреждение сепарации, длительный перезаряд,
повышенная температура и низкий уровень электролита.
При восстановлении 70—80 % активной массы электродов в
процессе нормального заряда параллельно с основной реакцией на-
чинается электролиз воды, входящей в состав электролита,
2Н2О O2f 4-2H2f
с образованием газообразного водорода у отрицательного и кисло-
рода у положительного электродов. При хорошем состоянии сепа-
рации пропитанная щелочным раствором бумага является «газовым
барьером» и выделяющиеся водород и кислород удаляются из ак-
кумулятора в атмосферу.
При разрушенном сепараторе образующиеся газы получают воз-
можность диффузии к противоположным электродам: кислорода —
к отрицательному (кадмиевому), а водорода — к положительному
(никелевому) электродам. Окисление кадмия сопровождается выделе-
нием дополнительного тешщ и уменьшением потенциала отрицатель-
ного электрода относительно электролита.
Ионизация материала положительного электрода при попада-
нии водорода также приводит к снижению его потенциала относи-
176
тельно электролита. Так как при этом 7? уменьшается, то ток заря-
да возрастает, что ведет к дополнительному выкипанию электроли-
та. Таким образом, процесс увеличения зарядного тока и разогрева
аккумулятора протекает как самоускоряющийся процесс — тепло-
вой разгон.
Серебряно-цинковые аккумуляторы основаны на электрохимиче-
ской системе (+) AgO|KOH|Zn (—). Активным веществом положи-
тельного электрода является окись серебра AgO, а отрицательного—
цинк Zn. Электролитом служит раствор гидрата окиси калия
(КОН) плотностью у = 1,47.
На отрицательном электроде при разряде происходит реакция
окисления цинка
Zn + 2OH~ ZnO + H2O + 2e.
В процессе разряда серебро восстанавливается в два этапа. На
первом восстанавливается окись серебра: 2AgO + 2е + Н2О ->
-> Ag2O + 2ОН-. При этом э. д. с. равна 1,82—1,86 В. После то-
го как аккумулятор разрядился примерно на 30 %, на втором этапе
происходит восстановление одновалентной окиси серебра Ag2O до
металлического серебра: Ag2O + 2е + Н2О -> 2Ag + 2ОН~.
Э. д. с. на этом участке равна 1,52—1,56 Вив процессе дальнейше-
го разряда остается постоянной.
Суммарная токообразующая реакция, протекающая на электро-
дах серебряно-цинкового аккумулятора, может быть представлена
уравнением
2AgO + 2Zn + H2O 2Ag + Zn(OH)2 + ZnO.
Для использования в качестве бортовых аккумуляторных бата-
рей разработаны серебряно-цинковые стартерные батареи, состоя-
щие из 15 аккумуляторов емкостью 45 А- ч (15СЦС-45).
Емкость серебряно-цинковых аккумуляторов в меньшей степени,
чем свинцовых, зависит от разрядного тока, но изменение темпера-
туры окружающей среды оказывает на их разрядную емкость боль-
шое влияние: при температуре — 35° С разрядная емкость равна
10—15 % QH, и батарея не в состоянии разряжаться большими то-
ками без предварительного внешнего подогрева.
Саморазряд аккумулятора составляет 0,3—0,45 % при хране-
нии при температуре 20°С, а при температуре 75°С — 25 %. Коэф-
фициент отдачи серебряно-цинкового аккумулятора очень высок: по
емкости 94—97 %, а по энергии 80—85 %. Коэффициент использо-
вания активных масс достигает для отрицательного электрода
60—70 %, а для положительного — 50—60%, что указывает на
большие возможности по увеличению эффективности использования
активных веществ и, следовательно, снижению стоимости аккумуля-
торов.
177
8.4. Совместная работа аккумуляторных батарей
с генераторами постоянного тока
или выпрямительными устройствами
В качестве резервных источников электрической энергии ис-
пользуют свинцовые или никель-кадмиевые аккумуляторы, подклю-
чаемые непосредственно к шинам бортовой сети постоянного тока
(рис. 8.9). При такой схеме включения возможны два режима работы
аккумуляторной батареи: заряда и разряда.
Для режима заряда батареи ток эквивалентного генератора,
которым заменены п однотипных генераторов,
= +
где /б — ток заряда батареи; /н = UclRn — ток нагрузки; Uc — напряже-
ние сети.
Напряжение сети
и С — /г/л — + *Д ^б — ^б ~Г (^б *+Яд) / б »
где Сг — напряжение генератора; Eq —э. д. с. аккумуляторной батареи;
/?б> Rn — внутреннее сопротивление батареи и сопротивление соединитель-
ного провода; R+ — сопротивление плюсовой шины.
Ток аккумуляторной батареи
/б =
t/^б---- (R+Zfi)
(/?и/п) 4~/?д4-#б
Аккумуляторные батареи разряжаются при условии, что (7Г—
—(R+/n) /н < Eq. В системах электроснабжения ВС в нормальных
режимах даже при пиках нагрузки всегда Ur—(R+/n) IЕq,
и аккумуляторы в полете только подзаряжаются, по существу яв-
ляясь аварийным (резервным) источником энергии, питающим потре-
бителей первой категории и осуществляющим запуск вспомогатель-
ной силовой установки при от-
местной работы п генераторов и ак-
кумуляторных батареи
казах основной системы элект-
роснабжения.
В системах электроснабже-
ния с малой установленной
мощностью генераторов аккуму-
ляторные батареи выполняют
роль буферного источника энер-
гии: они принимают на себя
пики нагрузки в сети, а затем
подзаряжаются энергией от ге-
нераторов постоянного тока.
Для заряда аккумуляторных
батарей от источника стабилизи-
178
рованного напряжения (в отличие от заряда в режиме стабилизиро-
ванного тока) характерны следующие особенности: большие значе-
ния зарядного тока в начале процесса заряда, особенно если батарея
сильно разряжена; зависимость прироста емкости батареи от ее на-
чальной емкости, температуры электролита и продолжительности
заряда. Следует учитывать, что для того, чтобы во время полета
свинцовая аккумуляторная батарея могла полностью зарядиться,
необходимо напряжение 30—32 В, а для никель-кадмиевых батарей
— 33—36 В. Напряжение в бортовой сети в нормальных режимах не
превышает 28,5 В, поэтому аккумуляторные батареи на самолете
никогда полностью не заряжаются.
8.5. Бортовые устройства
для подзаряда авиационных батарей
Для предотвращения отказов бортовых аккумуляторных бата-
рей и упрощения их технического обслуживания на зарубежных са-
молетах используют бортовые устройства для заряда и контроля
состояния батарей. Эти устройства применяют для аккумулятор-
ных батарей всех электрохимических систем, но главным образом
для заряда никель-кадмиевых аккумуляторных батарей, которые
особенно чувствительны к изменению тока при заряде.
В последнее время бортовые зарядные устройства выполняют в
виде так называемых интегральных бортовых аккумуляторных сис-
тем, состоящих из аккумуляторной батареи, зарядного устройства,
системы автоматического контроля состояния батареи, систем уп-
равления зарядом батареи и переключения ее на режим разряда,
выполненных в виде единого конструктивного блока. Использова-
ние этой аппаратуры позволяет
уменьшить время ее заряда пос-
ле использования части емкости
для запуска двигателей и сни-
зить трудоемкость обслужива-
ния.
Структурная схема интег-
ральной бортовой аккумулятор-
ной системы, предназначенной
для использования во вторич-
ной системе электроснабжения
постоянного тока (первичной
системой является система пе-
ременного тока постоянной ча-
стоты) (рис. 8.10), состоит из
трансформатора /, тиристорного
управляемого выпрямителя 2,
аккумуляторной батареи 3, бло-
повысить надежность батареи,
Рис. 8.10. Структурная схема борто-
вого устройства для заряда аккуму-
ляторных батарей
179
Рис. 8.11. Формы асимметричного то-
ка заряда аккумуляторных батарей
ка питания 4, системы управле-
ния 5 и переключателя режима
работы 6.
Известны интегральные бор-
товые аккумуляторные системы,
в которых батареи заряжаются
от источника стабилизирован-
ного тока (управляемого вы-
прямителя). В ряде случаев си-
стема управления обеспечивает
возможность автоматического
переключения зарядного устройства на один из трех режимов: за-
ряда импульсным током (основного режима заряда), дозаряда и
длительного подзаряда малым импульсным током.
В режим основного, заряда система включается, если напряжение
аккумуляторной батареи меньше значения, свидетельствующего о
неполной заряженности батареи. В режиме основного заряда батарея
заряжается импульсами тока с частотой следования 60—200 Гц
(рис. 8.11, а). Постоянная составляющая импульсов тока численно
равна номинальной емкости батареи, а амплитуда импульсов —
4 QH/3. В режиме дозаряда постоянная составляющая импуль-
сов тока равна QJ3, длительный подзаряд производится импульса-
ми тока с постоянной составляющей 100 мА. Переключение режимов
заряда осуществляется в зависимости от напряжения аккумулятор-
ной батареи и температуры электролита, а в некоторых случаях и
времени.
Исследованиями установлено, что заряд аккумуляторных бата-
рей импульсным и особенно асимметричным переменным током (по
методу В. Б. Романова), т. е. переменным током с различными ампли-
тудами и длительностью импульсов обоих направлений (рис.8.11, б),
благоприятно отражается на характеристиках батарей: увеличива-
ется емкость на 10—15 % по сравнению с результатами, получае-
мыми при заряде постоянным током, на 10—15 % сокращается
время заряда у свинцовых аккумуляторов и увеличивается срок
службы. Предварительные изыскания показывают, что на никель-
кадмиевые аккумуляторы заряд асимметричным током также влия-
ет благоприятно, хотя окончательное суждение об этом еще не вы-
несено.
Возможность форсирования режима заряда при использовании
асимметричного тока объясняется следующим образом. При заряде
постоянным током наблюдается значительное изменение концентра-
ции электролита, особенно внутри пор активной массы. При перио-
дическом изменении тока в результате того, что фронт диффузии не
успевает удалиться на заметное расстояние от поверхности элект-
рода, процесс электрохимического окисления активной массы поло-
жительного электрода на его поверхности и в глубине пор протекает
примерно с одинаковой скоростью.
180
На самолетах «Конкорд» совместного англо-французского про-
изводства никель-кадмиевые аккумуляторные батареи заряжаются
непосредственно от бортовой сети постоянного тока, т. е. от источни-
ка стабилизированного напряжения. С помощью бортового заряд-
ного устройства контролируется процесс заряда (по току и времени)
и в соответствии с результатами батарея автоматически включается
на заряд или отключается от сети; при снижении напряжения в се-
ти батарея подключается к шине жизненно важных потребителей
(потребители I категории), экипаж получает информацию об отка-
зе батареи. При нормальной работе батарея подключается к шинам
только для подзарядки (этот процесс протекает под контролем за-
рядного устройства) или если неисправна система генерирования
постоянного тока (аккумуляторная батарея выполняет функции ре-
зервного источника питания).
Для управления режимом заряда и контроля за состоянием ба-
тареи в схеме предусмотрено измерение тока заряда (падение напря-
жения на эталонном сопротивлении, включенном последовательно
с батареей), напряжений на зажимах батареи и на шинах бортовой
сети, а также давление в одном из элементов батареи, увеличение
которого сигнализирует о кипении электролита. Автоматическое
отключение батареи от бортовой сети в процессе заряда происходит
при снижении тока заряда до 3 А, а также при неисправностях акку-
муляторной батареи, фиксируемых по увеличению тока заряда и
чрезмерному кипению электролита.
8.6. Эксплуатация авиационных аккумуляторных батарей
Для обеспечения безотказной работы аккумуляторных батарей
их эксплуатируют в течение гарантийного срока службы в строгом
соответствии с правилами, указанными в технических описаниях и
инструкциях по эксплуатации конкретного типа батареи. Следует
помнить, что хранить и приводить в рабочее состояние свинцовые
(кислотные) аккумуляторные батареи в одном помещении с никель-
кадмиевыми и серебряно-цинковыми (щелочными) аккумуляторами
запрещается.
Особенности эксплуатации свинцовых аккумуляторных батарей.
Хранение свинцовых аккумуляторов. Батареи выпускаются заво-
дом в сухозаряженном состоянии без электролита. В таком виде
срок их хранения составляет 3 года. Если на заводе батареи прохо-
дили электрические испытания, то они поставляются в разряжен-
ном состоянии без электролита и срок их хранения не превышает
3 мес.
Аккумуляторные батареи, уже находившиеся в эксплуатации,
рекомендуется хранить в заряженном состоянии с электролитом.
В этом случае срок их хранения не должен превышать 6 мес, при
условии обязательного ежемесячного их подзаряда (лишь в край-
181
них случаях не более 3 мес батареи можно хранить в разряженном
состоянии без электролита). Аккумуляторы можно хранить в поме-
щениях при температуре 5—30 °C.
Определение состояния аккумуляторных батарей. Состояние ак-
кумуляторных батарей характеризуется степенью их разряженно-
сти, которая определяется по напряжению на всей батарее или на от-
дельных ее элементах при подключении на 2—3 с нагрузки, соответ-
ствующей 2/и, и по плотности электролита в отдельных аккумуля-
торах. Определение степени разряженности по плотности электро-
лита дает более точные результаты, но для этого должна быть извест-
на плотность электролита заряженного аккумулятора. Соотношения
между плотностью электролита и степенью разряженности элемен-
тов аккумуляторной батареи приведены в табл. 8.2.
Плотность электролита измеряется денсиметром, а напряжение—
специальным аккумуляторным пробником.
Установка аккумуляторных батарей на самолет. На самолет
разрешается устанавливать только полностью заряженную аккуму-
ляторную батарею, у которой Qp при предыдущем контрольном раз-
ряде более 75 % <QH-
Особенности эксплуатации никель-кадмиевых аккумуляторных
батарей с намазными пластинами. Хранение. Батарея поставляется
заводом в разряженном состоянии, залитая электролитом. В таком
виде можно' и хранить батареи. Срок гарантии, в который входят
хранение и работа батареи на самолете, не должен превышать
2,5 года. Батареи, бывшие в эксплуатации, ставят на хранение пос-
ле, дозаряда до UK = 23 В. Никель-кадмиевые батареи разрешается
хранить в заряженном состоянии, но не более 3 мес. Аккумулято-
ры можно хранить при температуре от —60 до + 30 °C.
Приведение в рабочее состояние. Для ввода в эксплуатацию бата-
реи, хранившейся в разряженном состоянии, ее заряжают током пер-
вого (усиленного) заряда, а после разряда током /р = QH/2,5 до
Uк 23 В — током нормального режима заряда. Для приведения
в рабочее состояние батарей, хранившихся заряженными, их пред-
варительно разряжают, как указано выше, а затем выполняют
те же операции, что при введении в эксплуатацию новых батарей.
Т а б л и ц а 8.2
Состояние аккумуляторной батареи Плотность электролита, приведенная к 25 °C. г/см3 Напряжение на батарее, В Напряжение на элементе, В
7Р = 2/н
Полностью заряжена 1,255-1,265 24—26 2,03—2,07
Разряжена на 25 % 1,21—1,22 24—25 1,98—2,02
» » 50 % 1,17—1,18 23—24 1,93—1,98
» » 75 % 1,12—1,13 22—23 1,85-1,90
Полностью разряжена 1,07—1,08 21—22 1,70—1,80
182
Рис. 8.12. Зависимость удельной энер-
гии от удельной мощности аккумуля-
торов:
/ — серебряно-цииковые: 2 — никель-кад-
миевые (безламельные); 3 — свинцовые
Рис. 8.13. Зависимость удельной энер-
гии от температуры аккумуляторов:
1 — серебряно-цинковые; 2 — никель-кад-
миевые (безламельные): 3 — свинцовые
Установка аккумуляторных батарей. На самолет можно уста-
навливать батареи, емкость которых в течение первого года их экс-
плуатации равна QH> а второго — не менее 0,85 QH. При проведе-;
нии оперативных форм обслуживания на самолете проверяют э. д. с.
батареи (должна быть не менее 25 В), а затем, включая на 5—10 с
потребители, создающие нагрузку 95—100 А, проверяют напряже-
ние батареи, которое при этом должно быть не менее 23,8 В.
Сравнение основных характеристик аккумуляторных батарей.
Сопоставление свойств ХИТ для выявления области их рациональ-
ного использования обычно проводят на основе зависимостей удель-
ной энергии ХИТ от удельной мощности (рис. 8.12), Наиболее высо-
кой удельной энергией обладают серебряно-цинковые аккумулято-
ры, характерной особенностью которых является малая зависимость
удельной энергии от удельной
мощности.
Большое значение для прак-
тики имеют удельные харак-
теристики ХИТ при низких тем-
пературах. У всех ХИТ с умень-
шением температуры удельная
энергия при одной и той же
удельной мощности снижается
(рис. 8.13). Наибольшее влияние
оказывает температура на удель-
ную энергию серебряно-цинко-
вых аккумуляторов. При тем-
пературе — 40 °C их удельная
энергия снижается до 4 Вт-ч/кг,
Рис. 8.14. Разрядные кривые аккуму-
ляторов при температуре +20 °C:
/ — свинцовые; 2 — серебряно-цииковые;
3 — никель-кадмиевые
183
Таблица 8.3
Характеристика Свинцовые Аккумуляторы
Никель- кадмиевые Серебряно- Цннковые
Отдача по энергии 0,65—0,75 0,5 0,75—0,85
Срок службы, циклы 70—300 250—400 55—100
Механическая прочность Невелика Очень прочны Прочны
Саморазряд при температуре 20 °C в течение месяца, % 20—30 15—20 5—10
Воздействие на оборудование и об- служивающий персонал Относительная стоимость 1 Втч энергии: Вредное Менее вредное
за один разряд 1 11,5—13,5 12
за минимальный срок службы 1 3,5 15
т. е. в 22,5 раза по сравнению с удельной энергией при температуре
1 20° С. Удельная энергия никель-кадмиевых аккумуляторов при
таком же изменении температуры снижается лишь в 2 раза и состав-
ляет при — 40° С 18 Вт-ч'кг. Следует отметить, что никель-кадмие-
вый аккумулятор с пластинами намазной конструкции даже в фор-
сированных режимах разряда работоспособен при температурах
- 50° С, отдавая при этом примерно 30 % номинальной емкости.
Стабильность напряжения ХИТ в процессе разряда предопреде-
ляется их разрядными характеристиками (рис. 8.14). Меньше все-
го в процессе разряда изменяется напряжение никель-кадмиевых ак-
кумуляторов.
Эксплуатационно-технические характеристики аккумуляторов
приведены в табл. 8.3. Данные этой таблицы характеризуют и фак-
тическую стоимость энергии, полученной за один разряд и за весь
срок службы аккумуляторов, но без учета стоимости технического
обслуживания, которая для свинцовых аккумуляторов больше,
чем для щелочных.
Вопросы для самоконтроля
1. Перечислите основные характеристики аккумуляторных батарей.
Укажите, как влияет на них температура окружающей среды.
2. Каковы причины саморазряда?
3. Что такое сульфатация пластин кислотных аккумуляторов, каковы
причины ее возникновения и способы устранения?
4. Каковы преимущества и недостатки щелочных аккумуляторов по срав-
нению с кислотными?
5. Почему емкость кислотных аккумуляторов в большей степени зависит
от разрядного тока, чем щелочных?
6. Что такое «тепловой разгон» никель-кадмиевых аккумуляторов?
7. Как можно проконтролировать степень разряженности аккумулятор-
ных батарей различных типов?
РАЗДЕЛ II
УПРАВЛЕНИЕ СИСТЕМАМИ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
И ИХ ЗАЩИТА.
РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ
ГЛАВА 9
АВТОМАТИЗАЦИЯ УПРАВЛЕНИЯ
СИСТЕМАМИ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
9.1. Управление системами электроснабжения
постоянного тока
К операциям управления системами электроснабжения постоян-
ного тока относятся дистанционное включение и отключение генера-
торов, автоматическое включение генераторов на нагрузку при пра-
вильной полярности и определенном соотношении напряжений гене-
раторов и бортовой сети. Под дистанционным включением и отклю-
чением генератора подразумевают только воздействия на выключа-
тель на приборном щитке одного из членов экипажа. Условия под-
ключения генератора к бортовой сети контролируются автоматичес-
ки с помощью аппаратов управления. В системах электроснабже-
ния с генераторами постоянного тока операции управления и сигна-
лизации о включении и отключении генератора выполняются диф-
ференциально-минимальным реле (ДМР). Кроме того, оно выполня-
ет и некоторые функции аппаратов защиты, автоматически отключая
генератор при возникновении ряда ненормальных режимов.
Автоматическое подключение генератора к бортовой сети (по-
сле воздействия на выключатель дистанционного управления) про-
исходит только при правильной полярности и когда его напряже-
ние превышает напряжение сети на 0,2—1 В. При отсутствии на-
пряжения в сети ДМР включает генератор в сеть при напряжении
не менее 14—18 В, если сопротивление нагрузки не более 100 Ом.
С помощью ДМР осуществляется защита от обратного тока, т. е. ав-
томатическое отключение генератора, если его э. д. с. меньше на-
пряжения бортовой сети. При этом ДМР реагирует на значение об-
ратного тока
/обр — (^с~^г) /Яя,
где Uc — напряжение бортовой сети; Е г — э. д. с. генератора; /?я — со-
противление якорной цепи генератора.
Отключение происходит при обратном токе 15—35 А.
По принципу действия многочисленные модификации ДМР (рис.
9.1) мало отличаются друг от друга. Наиболее совершенными явля-
ются ДМР-400Т и ДМР-600Т, предназначенные для работы с генера-
185
торами постоянного тока мощностью соответственно 12 и 18 кВт.
Основные элементы каждого ДМР — управляющее (дифференциаль-
ное) реле Л/, контактор К и вспомогательные обычные реле К2—К5.
Дифференциальное реле, электрокинематическая схема которого
показана на рис. 9.2, является поляризованным и выполняет роль
измерительного элемента. Между двумя стальными магнитопрово-
дами 1 установлены три постоянных магнита 5. На магнитопроводах
укреплены полюсные наконечники 3, между которыми расположен
якорьб. Я корь выполнен в виде стальной пластины, которая свобод-
но проходит внутри обмоток — дифференциальной wn и токовой Wi
— и способна поворачиваться вокруг оси О.
Если по обмотке шд (ку,) пропускать ток в направлении, указан-
ном на рисунке стрелкой, то якорь намагнитится так, что северный
полюс у него будет справа, а южный — слева (магнитный поток,
создаваемый обмоткой, замыкается по цепи, показанной пунктир-
ной линией). При взаимодействии магнитного потока постоянных
магнитов и потока, обусловленного током в обмотке, якорь повер-
нется против часовой стрелки, и контакты К1.1 (см. рис. 9.1) замк-
нутся. При изменении направления тока в обмотке шд (шг) поляр-
ность магнитного потока в якоре изменится, и он повернется в дру-
гую сторону, размыкая контакты KJ. 1. Так как якорь не имеет про-
тиводействующей пружины, то его исходное положение (до начала
186
протекания тока в обмотках) определяется направлением тока в об-
мотках при предыдущем отключении. Поэтому в зависимости от на-
правления тока якорь или поворачивается, если направления токов
при включении и предыдущем отключении различны, или остается
в прежнем положении, если направления одинаковы.
Прц протекании тока в обмотках от генератора в сеть контакты
К 1.1 замыкаются (остаются замкнутыми). При противоположном на-
правлении тока контакты размыкаются (остаются разомкнутыми).
Реле К1 может включиться только под действием тока в обмотке
шд, а отключиться под действием токов обмот и шд. Реле вклю-
чается при напряжении на обмотке wn, равном разности напряже-
ний генератора и бортовой сети 11я= Ur — Uc — 0,2-4-! В, а от-
ключается при протекании обратного тока 15—35 А (от сети к гене-
ратору) через обмотку или при напряжении на обмотке 0,1 —
1 В.
Поляризованное реле настраивается с помощью винтов 2 и 4
(см. рис. 9.2). Винтом 2 устанавливается разность напряжений на
дифференциальной обмотке wn, при которой замыкаются контакты
К1.1, а винтом 4 регулируется обратный ток, при протекании кото-
рого контакты К1.1 должны разомкнуться. Так как напряжение на
обмотке реле К1 может изменяться от UT — Uc до Ur + Uc
(при включении генератора с перепутанной полярностью), то ток
через нее может значительно превысить номинальное значение. Для
защиты обмотки w д от перегрева в схему ДМР введено реле напря-
жения А2, имеющее одну пару размыкающих контактов, включен-
ных последовательно с обмоткой w д реле К1. Реле К2 включается
на разность напряжений генератора и бортовой сети и имеет на-
пряжение срабатывания 17ср = 12-4-16 В, а напряжение отпу-
скания Uоуп = 3-4-5 В. Таким образом, дифференциальная об-
мотка реле К1 подключается на разность напряжений 3—5 В.
Реле КЗ, включающее последовательно с обмоткой контактора
после его срабатывания добавочное сопротивление 7?доб, позво-
Рис. 9.2. Схема дифференциального реле
187
ляет, не уменьшая тока срабатывания, а следовательно, и времени
срабатывания, уменьшить номинальное значение тока и габаритные
размеры электромагнита контактора. Реле К4 предназначено для
управления ДМР. С помощью реле К5 осуществляется сигнализа-
ция о срабатывании ДМР и отключение его при обрыве фидера
между ДМР и генератором. Для включения генератора необходимо
замкнуть выключатель S, подключающий реле управления К4 к
зажимам генератора. При напряжении генератора 14 18 В реле
К4 сработает и через замыкающие контакты К4. 1 и К4.2 включит ре-
ле К2 и обмотку реле К/ на разность напряжений (7С — Ur.
Если эта разность больше напряжения срабатывания реле К2.
оно сработает и отключит контактами К2.1 обмотку реле К1.
По мере увеличения напряжения генератора разность Uv - Ut
уменьшается, и при значении 3—5 В реле К2 отпускает контакты
,К2.1 и подключает обмотку wa реле К7. Напряжение генератора в
этот момент меньше напряжения сети, поэтому контакты реле К 1.1
разомкнутся, если они при предыдущем отключении оставались
замкнутыми, или останутся в разомкнутом состоянии, если они бы-
ли разомкнуты. Когда напряжение генератора станет больше на-
пряжения сети (Uv — Uс >0,14-1 В), то контакты реле К 1.1 замк-
нутся, и включится контактор К. который и подключит генератор
к бортовой сети. При этом обмотка реле К1 оказывается шунти-
рованной контактами контактора. Если в сети нет других источ-
ников и нагрузка не более 100 Ом при напряжении генератора Ur^.
^>144-18 В, срабатывают сначала реле К4, а затем реле Д7 и контак-
тор К (реле К2 при этом не работает).
При параллельной работе генераторов подключение первого ге-
нератора происходит так, как это описано выше, но при этом необ-
ходимо учитывать, что выключатель S подключает уравнительную
обмотку регулятора к уравнительной шине. Поэтому подключение
второго генератора (его напряжение равно напряжению бортовой
сети) происходит только после воздействия уравнительных обмоток
регуляторов напряжения на напряжения генераторов. На подклю-
ченном первом генераторе, уже принявшем на себя нагрузку, на-
пряжение будет снижаться, на подключаемом втором генераторе,
работающем на холостом ходу, оно будет повышаться, и при (Уг2 —
—Url >0,14-1 В второй генератор будет подключен к сети. При
неправильной полярности генератора (вследствие перемагничива-
ния его или ошибок при монтаже) он к бортовой сети не подключа-
ется, так как Uc >— Ur.
При уменьшении напряжения генератора вследствие уменьше-
ния его тока возбуждения или частоты вращения по обмотке Wi
реле KJ протекает обратный ток от сети к генератору, создаваемая
этим током м. д. с. противоположна по знаку м. д. с., возникаю-
щей при протекании тока от генератора в сеть. Якорь реле К/ пере-
магничивается и под воздействием поля постоянных магнитов пово-
рачивается. Контакты реле К 1.1 размыкаются, и контактор К от-
188
ключает генератор от бортовой
сети.
Сигнализация осуществля-
ется с помощью реле ^5, об-
мотка которого подключена к
подвижной шине контактора
(точка С). При срабатывании кон-
тактора К и включении генера-
тора в сеть реле К5, срабаты-
вая, размыкает контакты К5.2 и
лампа EL гаснет, указывая,
что генератор включен. При
размыкании контактов К.5.3 и
Рис. 9.3. Структурная схема вторич-
ной системы электроснабжения посто-
янного тока
замыкании контактов К5.4 конец обмотки куд реле /(7 переключа-
ется от зажима «Сеть» к зажиму «+» генератора, но обмотка по-
прежнему остается зашунтированной контактами контактора К.
При обрыве цепи на участке от «+» генератора до клеммы Г ДМР
потенциал точки «+» будет больше потенциала точки Г, и ток, про-
текающий по обмотке шд, создаст силу, которая повернет якорь ре-
ле /С/, после чего разомкнутся контакты реле К.1.1 и контактора. Ре-
ле К5 своими контактами К5.2 включит лампу EL, сигнализирую-
щую о том, что генератор отключен.
Для многих ВС система постоянного тока является вторичной
системой электроснабжения. Постоянный ток в таких системах по-
лучают путем преобразования переменного тока с помощью выпря-
мительных устройств (ВУ). В канал вторичной системы постоянного
тока входят: ВУ, фидеры постоянного и переменного токов, контак-
тор подключения ВУ к фидеру переменного тока, ДМР. подключаю-
щее ВУ к фидеру постоянного тока, блок защиты и управления ВУ
(БЗУВУ). В ряде систем БЗУВУ может отсутствовать.
ДМР подключает ВУ к шине постоянного тока и обеспечивает
его защиту от обратного тока в случае, если происходит поврежде-
ние диодов выпрямителя или короткое замыкание на фидере посто-
янного тока. ВУ может непосредственно подключаться к шине пос-
тоянного тока, минуя ДМР, если предусмотрены специальные конст-
руктивные меры по защите фидера постоянного тока от коротких
замыканий.
Во вторичной системе электроснабжения постоянного тока
(рис. 9.3) выпрямительное устройство ВУ подключается к шине
переменного тока через контактор К1. Управление контактором /С/
осуществляет блок БЗУВУ. В состав БЗУВУ входят: блок измере-
ния напряжения переменного тока БИН, блок питания БП, изме-
ритель выходного тока В У ИТ, формирователь неисправностей
ФН, логический блок ЛБ. Дистанционное включение ВУ осуществ-
ляется с помощью выключателя S.
БЗУВУ непрерывно контролирует подводимое к ВУ напряже-
ние переменного тока и состояние самого ВУ. Для этого в ВУ име-
189
ются датчики: тока, потребляемого двигателем вентилятора; тока,
протекающего между нейтралями вентилятора и нейтралью первич-
ной; обмотки трансформатора; выходного тока В У. Кроме того, оба
трехфазных выпрямителя ВУ (см. рис. 7.3) имеют отпайки, позво-
ляющие контролировать небаланс переменного напряжения, пита-
ющего выпрямители.
Если среднее напряжение трех фаз на выходе ВУ (см. рис. 9.3)
выше 109—113 В (это условие контролирует БИН), и включен вы-
ключатель S, то БЗУВУ выдает сигнал на включение контактора
К1. Выпрямительное устройство подключается к шине переменного
тока, и если выходной ток ВУ превышает 0,75 А, то БЗУВУ вы-
дает сигнал «ВУ отдает ток» (ВУ ОТ). Если отдаваемый ток меньше
0,75 А, то ВУ остается подключенным к шине переменного тока, но
при этом выдается сигнал «ВУ нет тока» (ВУ НТ).
БЗУВУ обеспечивает следующие виды защиты:
обратимую защиту от снижения среднего напряжения трех фаз
ниже 109—113 В;
необратимую защиту от повышения тока двигателя вентилятора;
необратимую защиту от небаланса напряжений, питающих мо-
стовые выпрямители;
необратимую защиту от обрыва фазы питания ВУ.
Выдержка времени срабатывания обратимой и необратимой за-
щит 0,4—2,1 с.
Формирование сигнала неисправности осуществляет блок ФН по
сигналам с датчиков ВУ. Этим сигналом запускается реле выдержки
времени, после его срабатывания отключается контактор Л7 и вы-
дается сигнал «ВУ НТ». Для снятия защит БЗУВУ с блокировки
необходимо выключить и вновь включить выключатель S.
БЗУВУ имеет устройство встроенного контроля, которое в те-
чении 3 с после включения выключателя S осуществляет проверку
ВУ и блоков БЗУВУ. В процессе контроля кратковременно от-
ключается контактор К1 и выдается сигнал «ВУ НТ». По оконча-
нии контроля в случае исправности ВУ и БЗУВУ срабатывает кон-
тактор /</, и ВУ подключается к сети переменного тока. При
выявлении неисправности БЗУВУ выдает сигнал «неисправ-
ность».
Некоторые ВУ оснащаются термовыключателями, которые выда-
ют сигнал на отключение ВУ при повышении температуры диодов
или трансформатора свыше 150—200 °C.
9.2. Управление подключением наземных источников
к бортовой сети
Схемы подключения наземных источников к системам электро-
снабжения постоянного тока выполняются так, что при подключе-
нии к бортовой сети аэродромного источника бортовые источники от-
190
ключаются. Для этой цели используют специальный разъем аэрод-
ромного питания (РАП) (рис. 9.4), с помощью которого сначала под-
соединяют плюсовой и минусовой контактные болты, а затем — уко-
роченный вспомогательный контактный болт. При этом срабатывает
реле О, его размыкающие контакты размыкают цепи обмоток кон-
такторов К1 и К2 включения бортовых аккумуляторных батарей в
сеть. Замыкающие контакты реле К5.1 включают обмотку контак-
тора КЗ, подключающего аэродромный источник к сети. При не-;
правильной полярности аэродромного источника срабатывает по-/
ляризованное реле К4, размыкающие контакты которого предотвра/
тят подключение аэродромного источника к бортовой сети.
Рассмотренная схема подключения аэродромного источника не
обеспечивает защиты бортовой сети от питания некачественной
электроэнергией, которую может генерировать наземный источник.
Отсутствие защиты при питании от наземного источника может при-
вести к значительным повреждениям бортового оборудования. Для
исключения опасных последствий питания бортовой сети от неисп-
равного наземного источника на ВС применяют специальные авто-
матические устройства, которые проверяют качество электрической
энергии перед подключением наземного источника на борт и затем
контролируют ее качество в течение всего времени обслуживания
ВС. Устройство, осуществляющее такие функции, называется бло-
ком контроля напряжения (БКН) аэродромного источника. Блок
обеспечивает следующие виды защит бортовой сети:
не подключает аэродромный источник, если напряжение любой
его фазы ниже 108—114 В или выше 123—129 В, а частота ниже
(385+ 5) Гц или выше 410—420 Гц;
не подключает источник с неправильным чередованием фаз;
не подключает аэродромный
его напряжение менее 24—25,4 В
или у него перепутана поляр-
ность;
отключает аэродромный ис-
точник от бортовой сети с вы-
держкой (6,0+0,9) с, если на-
пряжение любой из фаз ниже
101—107 В, частота менее 370—
380 Гц или более 420 — 430 Гц,
^напряжение постоянного тока
^меньше 21—23 В;
/ отключает аэродромный ис-
точник от бортовой сети с об-
аатнозависимой вольт-секундной
характеристикой, если напряже-
ние в любой из фаз выше 123—
129 В или если напряжение по-
стоянного тока выше (32+1) В;
источник постоянного тока, если
Рис. 9.4. Принципиальная электриче-
ская схема блокировки при включении
аэродромных источников к бортовой
системе электроснабжения
191
отключает аэродромный источник без выдержки времени, если
частота меньше 335—320 Гц или больше 465—480 Гц;
отключает аэродромный источник при обрывах фидера или ну-
левого провода.
Блок имеет устройство встроенного самоконтроля (ВСК) защит
отдельно по каналам постоянного и переменного тока. ВСК вводит-
ся в действие при каждом включении и запрещает подключение со-
ответствующего канала при неисправных защитах.
Исполнительным элементом, на который выдает сигнал БКН,
является контактор /Сн, с помощью которого подключается аэрод-
ромный источник переменного тока к бортовой сети. Аэродромный
источник постоянного тока подключается к бортовой сети с помощью
другого контактора АД, которым также управляет БКН. Основные
элементы БКН—измерители напряжений, частоты, датчик чередова-
ния фаз. Сигналы и-змерителей подвергаются в БКН логическому
анализу, в результате которого формируются сигналы управления
контакторами нагрузки АГН~ и АД
Для описания процесса функционирования БЗУ и способа фор-
мирования команд удобно использовать аппарат алгебры логики на
базисе, содержащем операции отрицания «НЕ», дизъюнкции «ИЛИ»
и конъюнкции «И». На основе этих математических операций каж-
дая команда на исполнительный орган X может быть представлена
структурной формулой вида F (X) — fxX, где fx — структурная
формула управляющей цепи, отражающая логические условия об-
разования команды из сигналов управления.
Структурная формула управления контактором нагрузки пере-
менного тока имеет вид
В.РАПО[ВСК(бк1бк2 + Кп~Н)\. (9.1)
В соответствии с этой формулой включение /Сн~ происходит при сле-
дующих условиях:
включен выключатель В. РАП (выключатель включения разъе-
ма аэродромного питания);
отсутствует сигнал обнуления «О». Этот сигнал существует
в течение времени выхода встроенного в БКН стабилизатора напря-
жения на заданный режим работы. Сигнал «О» служит для приве-
дения всех логических элементов в исходное состояние;
закончился с положительным результатом цикл ВСК (ВСК — 1),
и не сработал ни один из измерительных органов защит (Н •= О);
сигналы с блок-контактов контакторов нагрузки правого и ле-
вого бортов бк1 — бк2 = 0. Такое состояние блок-контактов соответ-
ствует отключенному состоянию соответствующих каналов генери-
рования. Это условие необходимо, чтобы не подключить РАП к ра-
ботающему каналу генерирования.
Управление контактором нагрузки постоянного тока /Сн= вы-
полняется в соответствии с уравнением
Кп= В.РАПО(ВСК + Кп=Н+Ни^. (9.2)
192
+276
кп
К 2.1
Возврат
Защиты U1
+27В
кг П
Рис. 9.5. Принципиальная схема под-
ключения РАП постоянного тока
Особенностью данного урав-
нения является наличие сла-
гаемого HU t (чрезмерное по-
вышение напряжения постоян-
ного тока (U f ), которое блоки-
рует сигнал отключения Лн==
при аварийном повышении на-
пряжения. При U f отключают-
ся обмотки контактора Кн== от
РАП с помощью размыкания
нормально замкнутых контактов
К1.1 высоковольтного контактора Л7 (рис. 9.5). После срабатыва-
ния контактор К1 самоблокируется. Такое схемотехническое реше-
ние позволяет защитить сравнительно маломощные контакты вспо-
могательного реле К2 от воздействия э. д. с. самоиндукции, которая
возникает при разрыве цепи питания контактора Ан- При перена-
пряжении э. д. с. самоиндукции значительно возрастает. При от-
сутствии перенапряжения контактором /(н= управляет вспомога-
тельное реле К2, которое включается через транзисторный ключ
VT1 по сигналам /Сн= (в соответствии с (9.2)). Для снятия контактора
К1 с самоблокировки предусмотрена специальная обмотка.
Измерители напряжений фаз в БКН выполнены по схеме диф-
ференциального усилителя (рис. 9.6). Напряжения фаз выпрямля-
ются с помощью диодов VD1 — VD3 и нормализуются по уровню с
помощью резистивных делителей на R6 — R11. На одно плечо диф-
Рис. 9.6. Принципиальная схема измерителей фазных напряжений
7 Зак. 226)
193
ф^ренциального усилителя (база VT2 для измерителя повышенного
напряжения или база VT9 для измерителя пониженного напряже-
ния) подается эталонное напряжение от резистивного делителя /?/,
R2 или R16, R18. На другое плечо дифференциального усилителя,
которое состоит из трех параллельно включенных транзисторов VT3
— VT5 (или VT6 — VT8) подаются напряжения фаз.
Для определенности рассмотрим работу измерителя повышен-
ного напряжения. При нормальных условиях транзистор VT2 от-
крыт, a VT3 — VT5 закрыты. При напряжении в любой из фаз вы-
ше потенциала базы VT2 соответствующий транзистор открывается.,
и вследствие увеличения тока через R5 транзистор VT2 закрывает-
ся. При этом потенциал базы транзистора VT1 будет возрастать,
что приведет к его запиранию и, следовательно, к более быстрому
запиранию VT2, т. е. транзистор VT1 создает положительную об-
ратную связь, вследствие чего характеристика измерителя будет
иметь релейный характер. Сигнал о повышении напряжения сни-
мается с резистора R3. Измеритель пониженного напряжения вы-
полнен на транзисторах прямой проводимости и работает анало-
гичным образом. Включение транзисторов по дифференциальной
схеме позволяет снизить влияние температуры на порог срабатыва-
ния защиты. Принципы построения других видов защит подобны
защитам, используемым в блоке защиты и управления (БЗУ).
9.3. Управление системами электроснабжения
переменного тока при одиночной работе генераторов
В системах электроснабжения трехфазного переменного тока
постоянной частоты управление включением генератора при одиноч-
ной работе и включением генераторов на параллельную работу осу-
ществляется с помощью специальных блоков защиты и управления
(БЗУ), выполняющих, кроме функций управления, и функции за-
щиты (см. гл. 11) при возникновении ненормальных режимов.
Генератор переменного тока подключается к бортовой сети кон-
тактором нагрузки Хн (рис. 9.7) при выполнении только ряда ус-
ловий. Контроль за их выполнением и формированием команды на
включение контактора /Сн осуществляется в БЗУ путем логической
обработки результатов сопоставления параметров, характеризую-
щих режим работы генератора и измеряемых специальными датчи-
ками с заданными значениями. Особенность блоков защиты и управ-
ления состоит в том, что для формирования команд управления ис-
пользуется информация от тех же датчиков, что и для формирования
команд защиты.
На первом этапе развития систем электроснабжения в БЗУ для
логической обработки информации использовались релейно-контакт-
ные схемы. В настоящее время элементной базой БЗУ являются ин-
тегральные микроэлектронные схемы, применение которых суще-
194
ственно расширяет логические
возможности БЗУ, уменьшает
их массу и повышает надеж-
ность.
Для одиночной работы гене-
ратора формирование команды
на его подключение к бортовой
сети (на включение контактора
Кн) осуществляется следующим
образом.
1. Выключатель генератора
В устанавливают в положение
«Генератор включен» — Вкн или
в положение «Контроль системы
защиты» — Вк.
Если в системе используется
пневматический привод генера-
тора, то для того, чтобы враща-
ющий момент передавался на
выходной вал, необходимо по-
дать питание на механизм пус-
ковой воздушной заслонки. Эту
операцию во избежание пере-
грузки привода можно произво-
дить только при условии, что
Рис. 9.7. Принципиальная схема си-
стемы управления одиночной работой
синхронного генератора с помощью
БЗУ:
частота вращения авиационного
двигателя п >0,52 пн (п^), т. е.
п не ниже пг = 0,52 пн. При
включении заслонки также учи-
тывается, что в системе на преды-
дущем этапе использования не
было неисправностей, приводя-
щих к отключению генератора
1 — привод постоянной частоты вращения;
2 — электромагнитная муфта расцепления
гидравлического привода; 3 — датчик ча-
стоты вращения выходного вала привода-.
4 — подвозбудитель генератора; 5 — регу-
лятор напряжения; 6—возбудитель; 7 —
генератор
вследствие срабатывания любой
из имеющихся защит (кроме защиты от превышения температуры).
Если на предыдущем этапе использования систем электроснаб-
жения защита не сработала, то сигнал поступает от элементов
памяти, имеющихся в БЗУ. Тогда с учетом указанных условий
структурная формула включения заслонки пневмопривода имеет вид
/пПЧВ пп~ (^к.н V Вк) (Нт, п
Механизм заслонки пневмопривода включится, если поставить вы-
ключатель генератора в положение Вк.н или Вк, при условии, что
частота вращения авиационного двигателя п не меньше «1 (л 4 ) И
что нет неисправностей в системе, приводящих к срабатыванию за-
щиты на предыдущем этапе.
7*
195
Прежде чем формировать какую-либо команду, необходимо уста-
новить все триггеры и схемы памяти БЗУ в исходное положение и
убедиться в том, что напряжение питания логических элементов не
ниже допустимого (5 В). Для этого на один из входов каждого триг-
гера подается сигнал логического 0 («обнуление», 0=1). Тригге-
ры устанавливаются в исходное положение в момент включения БЗУ
на напряжение питания 4-27 В через выключатель генератора Вк.н
или Вк. Когда напряжение питания логических схем достигнет 5 В,
триггеры начнут работать по командам от датчиков информации.
Схема сформирована так, что при подаче сигнала обнуления по-
дается сигнал запрета на схемы памяти всех видов защит, кроме схе-
мы, фиксирующей сигнал
2. Включают возбуждение генератора. Генератор возбуждает-
ся через регулятор напряжения БРН выпрямленным напряжением
подвозбудителя. Цепь возбуждения прерывается в регуляторе на-
пряжения контактами реле Вг.
Формирование команды на включение реле Вг осуществляется
по формуле
/вг=(Вк. HV Вк) п|(оПТ V Вг)772, (9.3)
т. е. при выполнении следующих условий:
выключатель генератора включен (Вк.н V ^к);
частота вращения вала двигателя п > 0,52 пп (п^);
частота вращения вала генератора соответствует частоте /, ко-
торая находится в заданных пределах f| < / < /1 — (/И);
проведено «обнуление» (О);
в канале генерирования нет неисправностей (//z).
После включения возбуждения генератора сигнал f блокиру-
ется сигналом Вг, и отключение возбуждения может произойти толь-
ко при размыкании выключателя генератора или при возникнове-
нии неисправностей в канале генерирования (сигнал #2).
В БЗУ, где предусмотрен встроенный контроль в течение 3 с
после включения выключателя Вкн, алгоритм включения возбужде-
ния будет иметь вид
/в -Вк.н«!с7тЙ(оШ V Br)7h, (9.4)
г
где СПИ — сигнал проверки измерителей, который блокирует включение
возбуждения на время контроля БЗУ.
Окончательная команда на подключение нагрузки к генератору
(команда на контактор /Сн) формируется с учетом вышеприведен-
ных условий:
/к.н=Вк.„/вг(7|17ш.г3^в. (9.5)
т. е. контактор срабатывает при включении выключателя Вк.н,
включенном возбуждением генератора [вг, напряжении на генера-
196
торе не ниже минимально допустимого (Щ), отсутствии напряжения
на шинах бортовой сети генератора £/ш.г и при отсутствии сигнала
на запрещение включения контактора ЗКН, который может пода-
ваться в тех случаях, когда при включении аэродромного питания
предпочтение отдается аэродромному источнику.
Контактор /Сн удерживается во включенном состоянии вследст-
вие самоблокировки в соответствии с командой
/к.н- ^к.н/д О 3 (9.6)
Г
т. е. при снятом «обнулении», когда уже невозможно ложное сраба-
тывание микросхем из-за низкого уровня питания, осуществляется
блокировка (Кн).
Общая формула включения контактора получается дизъюнкцией
формул (9.5) и (9.6):
/к.н " ®к. н f в V О Л'н) ЗКн . (9.7)
Г
В нормальных режимах для отключения генератора включают
выключатель Вк.н- В ненормальных режимах при появлении отка-
зов в формулы следует подставить //2 = 1 (Hz = 0). При снятии
возбуждения генератор отключается контактором /Сн, а в системах
с пневмоприводом, кроме того, снимается питание с электромагнита
пусковой заслонки, что ведет к остановке выходного вала привода
ППЧВ.
В системах электроснабжения переменного тока при наличии не-
скольких одиночно работающих генераторов необходимо при отка-
зе одного из них переключать нагрузку. Для этой цели использу-
ют контакторы объединения каналов генерирования правого и лево-
го бортов Ко. Команда на объединение формируется следующим об-
разом.
При одиночной работе генераторов, когда выключатели генера-
торов находятся в положении «Генератор включен», сигналы «Го-
товность» определяются формулой
/г = (вк.н£/ О0'6 v Кв (бл.-) V (9.8)
т. е. при условии, что напряжение генератора не ниже допустимого
Щ.
Сигнал Вк.н Щ снимается через (0,6±0,4) с (продолжительность
существования сигнала в секундах указана верхним индексом),
если контактор включения нагрузки /Сн не подключил нагрузку и
не замкнулись его блок-контакты Кн (бк) (второй член формулы
(9-8)).
Команда «Готовность» будет запоминаться также благодаря на-
личию в формуле (9.8) третьего члена, т. е. при наличии сигналов
^ш.г и /г-
197
Таким образом, при исправной работе для первого канала
fn = (^к.нх I)° ’6 V Кп (бк)г у frl L\ni >
а для второго
fr% — (вк.Н2 ^2 l)0’6 V Кп (бК)2 V /г2 £Лп2-
Алгоритм управления контактором объединения /<0 имеет вид
/к0 = fri Кн (бк)1 /гг (^К)г V fn Кн (бк)1 [г2 Кк (бк)2 (9.9)
и при исправных каналах /Ко = 0 (контактор не включен).
Отказ одного из генераторов (например, первого) приводит к его
отключению (/Сн (бк)г — О, UW1 = 0) и, следовательно, frl — 0.
Тогда /к, = 1 и произойдет подключение нагрузки первого генера-
тора на шины второго. Так как команда на включение контак-
тора Ко подается только после отключения соответствующего кон-
тактора #н (бк)г = 0 или Кп (бк)2 = 0, то исключается воз-
можность несинхронных встреч (совместной работы каналов на об-
щую нагрузку при разных частотах и напряжениях каналов).
Вопросы для самоконтроля
1. Защищает ли дифференциально минимальное реле типа ДМР генера-
тор при перепутанной полярности аккумуляторной батареи?
2. Перечислите функции, которые выполняет блок БЗУВУ.
3. В чем особенность управления контактором нагрузки постоянного
тока блока БКН?
4. Как устроен измеритель фазных напряжений блока БКН?
5. Перечислите функции, выполняемые блоками БЗУ систем переменного
тока.
ГЛАВА 10
НЕНОРМАЛЬНЫЕ РЕЖИМЫ В СИСТЕМАХ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
10.1. Общие сведения
В процессе эксплуатации системы электроснабжения на ВС воз-
можны отказы ее элементов, приводящие к нарушению нормального
режима работы отдельных каналов или даже всей системы. При из-
менении значения одного или нескольких основных параметров канал
системы, работавший до этого в нормальном режиме, под воздейст-
вием непредвиденного возмущения переходит в новое состояние —
ненормальный режим работы. Ненормальным называется режим,
при котором качество электрической энергии характеризуется по-
казателями, находящимися между кривыми 1 и 2, 3 и 4 (рис. 10.1).
198
На рис. 10.1 показана об-
ласть ненормальных режимов
по напряжению, аналогичные
кривые предусматриваются и по
частоте (см. рис. 2.1). Кривые/
и 4 характеризуют предельно
допустимое значение напряже-
ния (частоты) в СЭС и время
его воздействия на приемники
электрической энергии, при ко-
торых они еще могут сохранить
исправное состояние. Для пре-
дотвращения опасных последст-
вий ненормальных режимов за-
щита отключает неисправный ка-
нал генерирования. Очевидно,
что область срабатывания защи-
Рис. 10.1. Пределы изменения показа-
телей качества электрической энергии
(по напряжению):
/ — в ненормальном режиме; 11— в нор-
мальном режиме
ты не должна выходить за преде-
лы области ненормальных режи-
мов. Вследствие действия климатических и технологических факто-
ров допускается некоторый разброс уставок аппаратов защиты, по-
этому возможна длительная работа СЭС при небольших отклонени-
ях напряжения и частоты от номинального режима (зона ненор-
мального режима для t > 7 с).
При отказе всех каналов приемники переходят на питание от
аварийного источника, мощность которого, как правило, ограниче-
на, и поэтому часть приемников электрической энергии отключает-
ся. Такой режим работы системы электроснабжения называется ава-
рийным.
По характеру проявления и последствиям отказы могут быть
классифицированы следующим образом:
по степени влияния на безопасность полетов:
отказы, приводящие к катастрофам;
отказы, вынуждающие прервать полет и совершить посадку;
отказы, снижающие комфорт в салоне ВС;
по времени существования:
временные;
устойчивые;
перемежающиеся, т. е. имеющие периодический характер суще-
ствования;
по связи с другими отказами:
независимые;
зависимые, когда их появление вызвано предшествующими от-
казами.
Различают также постепенные отказы, т. е. отказы, характери-
зующиеся постепенным изменением одного или нескольких основ-
ных параметров СЭС, и внезапные отказы. Постепенный отказ вна-
199
чале может носить временный характер, но по мере того, как про-
должается ухудшение параметров элемента, отказ из временного
превращается в постоянный. Такие отказы возникают вследствие
износа шайб угольного столба регулятора напряжения, старения и
потери упругих свойств пружины угольного регулятора, потери ем-
кости конденсаторами, разрегулировки резисторов и т. п. Эти от-
казы могут быть устранены при конструировании электрооборудова-
ния путем учета возможного изменения параметров элементов.
В процессе эксплуатации они предупреждаются путем своевременно-
го проведения регламентных работ.
Внезапными отказами электротехнических элементов СЭС явля-
ются короткие замыкания и обрывы, а для механических элементов
в большинстве случаев характерно разрушение подшипников.
В первичных системах генерирования возможны следующие ви-
ды отказов: повышение или понижение напряжения и частоты за
допустимые пределы; увеличение искажения формы кривой напря-
жения; небаланс напряжений; повышение температуры; модуляция
напряжения или частоты; отключение определенного числа кана-
лов; повышение пульсаций постоянного напряжения за допустимые
пределы; короткие замыкания.
Если при возникновении какого-либо отказа в СЭС защита не
сработает или если защита от данного режима не предусмотрена, то
возникает опасная ситуация для всего ВС, последствия которой мо-
гут оказаться и катастрофическими.
10.2. Короткие замыкания
в системах электроснабжения переменного тока
Короткие замыкания возникают при обрывах проводов или раз-
рушении изоляции вследствие ее старения или механического воз-
действия. Короткие замыкания нередко могут служить причиной
возникновения пожара на борту ВС. В системах переменного тока
возможны одно- двух- и трехфазные короткие замыкания (к.з.).
Однофазным к.з. называют замыкание любой фазы на корпус ВС,
двухфазным — замыкание двух фаз между собой или на корпус,
трехфазным — замыкание трех фаз между собой или на корпус.
В процессе эксплуатации чаще возникают однофазные к.з., которые
при отказах защиты могут переходить в двух- или трехфазные.
Если переходное сопротивление в месте к.з. мало и постоянно по
значению, то такое к.з. называется глухим, или металлическим.
Этот вид к.з. может возникнуть при сваривании токопроводящих
элементов между собой. Для устранения его в СЭС ВС используют
различные способы защиты (см. гл. 11). Короткое замыкание на-
зывается перемежающимся, если переходное сопротивление в точ-
ке к.з. изменяется случайным образом, достигая то очень малых,
то очень больших значений.
200
Одна из причин, обусловливающих появление перемежающегося
к.з., — вибрация токонесущих элементов. Длительность перемежа-
ющихся к.з. может изменяться от нескольких миллисекунд до не-
скольких десятков миллисекунд, вследствие чего защита не всегда
может реагировать на них, поэтому этот вид к.з. представляет
наибольшую опасность для СЭС.
При к.з. ток вначале быстро возрастает, достигая максимально-
го значения, а затем снижается до некоторого неизменного значения,
называемого установившимся током к.з. Максимальное значение
тока к.з. называют ударным током к.з. Ударный ток к.з. вызывает
значительные моменты на валу генератора и привода. Обмотки ге-
нераторов и трансформаторов также испытывают большие механи-
ческие напряжения при протекании по ним ударного тока. Ток
достигает ударного значения за время одного периода и может в
10—19 раз превышать номинальный ток генератора.
Установившийся ток к.з. при отказах или отсутствии аппара-
тов защиты может существовать длительное время, вызывая значи-
тельные термические перегрузки обмоток генераторов, трансформа-
торов и проводов бортовой сети, вследствие чего возможно их раз-
рушение и возникновение пожара.
Для устранения последствий к.з. применяются различные ап-
параты защиты, эффективность действия которых во многом опреде-
ляется правильностью выбора аппарата. При этом исходят из воз-
можного тока к.з. генератора или участка сети.
Аналитический расчет токов к.з. синхронных генераторов с уче-
том всех факторов вызывает значительные затруднения, поэтому при
анализе процессов в синхронном генераторе при к^_1Ш1₽0Л£0.ис.-.
пользуется метод постоянных потокосцеплений. Суть его сводится
^'следующему. При отсутствии внешних э.'-д. е-;'уравнение для лю-
бого электрического контура машины можно представить в виде
d ib
-------— ri,
dt
где ф — потокосцепление контура; i — ток контура; г — активное сопротив-
ление.
Активное сопротивление г значительно меньше индуктивного со-
противления обмоток, поэтому в первом приближении считают, что
г « 0. Отсюда следует, что
т. е. потокосцепление какой-либо обмотки машины остается по-
стоянным в первый момент к.з. (ф — const).
Значение потокосцепления для каждой фазы генератора зависит
от углового положения ротора на момент, предшествующий к.з.
(То) (рис. 10.2):
Фд = Ф/6COS у0;
201
—M’f о cos (120°-—y0);
fys A
Рис. 10.2. Потокосцепление
фаз статора
MV? — б cos (120°4-Yo),
где 4\д, фд, фс — потокосцепление соответ-
ствующих фаз; — максимальное значе-
ние потокосцепления фазы, создаваемое ин-
дуктором при совпадении оси d с осью
фазы.
В соответствии с принятыми допу-
щениями потокосцепления фаз после
к.з. должны оставаться постоянными,
что может быть обеспечено, если по
фазам статора будут протекать посто-
янные (в действительности апериодичес-
кие, так как г#=0)'токи, значение которых определяются значе-
нием соответствующего потокосцепления, т. е. можно записать, что
IА = COS у0;
Ijg =/т cos (120° у0); (10.1)
»c=/oiC0S (120° + уо),
где iA, iв, ic — постоянные токи в соответствующих фазах; 1т — максималь-
ное значение тока в фазе, соответствующее максимальному значению потоко-
сцепления этой фазы.
___Какследуетиз (10.1), значение апериодической составляющей
тока фазы статора зависит от момента, возникновения к.з. (положе-
ния ротора генератора), при у0 = 0 апериодическая составляющая
принимает максймальное значение. Вследствие.....вращений" ротора
потокосцепления фаз периодически меняются, поэтому для сохра-
нения постоянства потокосцеплений якоря в его фазах, кроме апе-
риодических токов, должны возникнуть периодические (синусои-
дальные) токи, которые будут компенсировать изменения потоко-
сцеплений, вызванные вращением ротора.
Апериодические и периодические токи фаз статора оказывают
размагничивающее действие на индуктор, стремясь уменьшить его
потокосцепление. В результате в индукторе наводятся токи, стре-
мящиеся противодействовать его размагничиванию. Причем для
компенсации действия апериодических составляющих фаз статора в
обмотках должны наводиться периодические токи, а для компен-
сации действия периодических токов фаз статора в обмотках ротора
должны наводиться апериодические токи. Таким образом, апериоди-
ческие токи статора вызывают периодические токи ротора, а перио-
дические токи статора — апериодические токи ротора.
Токи ротора вызывают уменьшение потокосцепления статора, что
приводит к увеличению апериодических и периодических составля-
ющих статора, которые в свою очередь увеличивают ток ротора.
202
Равновесие между токами наступает вследствие наличия потоков
рассеяния, в противном случае эти токи возрастали бы до бесконеч-
ности. Наличие демпферных обмоток на роторе усиливает влияние
ротора на потокосцепление в статоре, в результате чего ударный ток
к.з, в машине с демпферной клеткой будет больше. В действитель-
ности сопротивления обмоток машины не равны нулю, поэтому сво-
бодные апериодические составляющие токов, возникающие в на-
чальный момент к.з., будут затухать и при этом будут затухать вы-
званные ими периодические составляющие. В результате при
в обмотках якоря будет протекать установившийся ток к.з., обус-
ловленный постоянным током обмотки возбуждения. Если в мо-
мент к. з. у0 = 90°, то апериодическая составляющая отсутствует
(рис. 10.3).
Ток к.з. может быть разложен на три составляющие: установив-
шийся к.з. (/«,); переходную составляющую (ДГ) и сверх переходную
составляющую (ДГ). Сверх переходная составляющая тока к.з. обу-
словлена наличием демпферной клетки, и время ее существования
определяется временем затухания свободных составляющих тока в
демпферной клетке. Затухание переходной составляющей тока к.з.
происходит медленнее, так как оно определяется постоянной време-
ни цепи возбуждения генератора. Сумма всех периодических состав-
ляющих токов к.з. называется сверхпереходным током I" = +
+ ДГ + ДГ', сумма Г = + ДГ — переходным током к.з. Сум-
ма периодических и апериодических токов к.з. — ударный ток.
При расчетах ударных и установившихся токов к.з. синхрон-
ный генератор представляется источником э.д.с., значение которой
определяется режимом работы генератора, предшествующим момен-
Рис. 10.3. Периодические составляющие токов к.з.
203
ту к.з., последовательно включенным активно-индуктивным сопро-
тивлением генератора по его продольной оси. Для установившихся
токов к.з. сопротивление генератора по продольной оси
xd ' xad,
а для ударных токов соответственно для машин с демпферной клет-
кой и без нее:
Xd^~xaa h 1 1 1
------j.----_L_
xad xo f xa yd
1
xd XGa + j j ’
xad Xo f
где xaa — индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора; xad — ин-
дуктивное сопротивление реакции якоря по продольной оси; ха^ — индук-
тивное сопротивление рассеяния обмотки возбуждения; хayd — индуктивное
сопротивление рассеяния демпферной обмотки по продольной оси.
Величины x"d, и xd называют соответственно сверхпереходным,
переходным и полным синхронным сопротивлениями генератора
по продольной оси.
Расчет токов при симметричных трехфазных к.з. проводят в сле-
дующей последовательности. По заданной исходной схеме рис.
10.4, а составляется схема замещения (рис. 10.4, б), где xd, x’d, xd —
индуктивные сопротивления генератора, Rr, /?ф, /?л — активные
сопротивления соответственно фазы генератора, фидера, линии;
х$, *л — соответственно индуктивные сопротивления фидера и ли-
нии. После эквивалентных преобразований расчетная схема имеет
вид рис. 10.4, в, где 7?р Rr SR, а хр = x"d V x’d V xd + %х-
Определяют полное расчетное сопротивление
ZP - V Rp+xp •
Рис. 10.4. Расчет токов к.з.
При трехфазном коротком за-
мыкании ударный ток
, 1Л2" КпЕ-„
1 уд------Я------ ,
лр
где КуД 1,8 — ударный коэффи-
циент, учитывающий затухание апе-
риодической составляющей тока.
Расчетное значение э.д.с. Е"9
для ударного тока
El = V(U cos Ф2) + ((/ sin Ф 4-/х^)2,
где U, 1, ф — напряжение фазы, ток
и угол сдвига фаз между ними в ре-
жиме, предшествующем к.з.
204
Установившийся ток короткого замыкания
/уСТ = foo/Zp ,
гд^Еоо = 1,06 l/(t/ cos ф)2 + (U sin <P4~/xd)2— расчетное значение э. д. с.
для\ установившегося тока к. з.
При двух-и однофазном к.з. сверхпереходные токи определя-
ются соответственно по уравнениям:
/г —1/ 3 Eq/ (х</4~ х2-г х2с),
Iх = 3Eo/(xd4-xa-J- Хо4- Xic + x2c + xoc)»
где xi и х0 — индуктивные сопротивления генератора токам обратной и нуле-
вой последовательности; х2с, хос — индуктивные сопротивления участка сети
токам обратной и нулевой последовательности; х1С — индуктивое сопротив-
ление токам прямой последовательности участка сети от зажимов геь^ратора
до точки к. з.
Усредненные значения параметров отечественных синхронных
генераторов серии ГТ в относительных единицах следующие: х* —
- 1,8; = 0,25; xd" = 0,15; х'2 0,15; х*0 --= 0,04. Переход к аб-
солютным значениям осуществляется умножением соответствую-
щих значений в относительных единицах на U п.г!Iн г, где Uи#г
и IН1Г — номинальные значения фазного напряжения и тока гене-
ратора.
В приведенных соотношениях не учитывается влияние регуля-
тора напряжения на установившийся ток к.з. В системе электроснаб-
жения с одним генератором, учитывая действия регулятора напря-
жения, эти токи можно определить так:
^уст~ ^p/(xd + xic)i
/уст — V 3 £Гр/x24_XJC Ч~Х2с); •
/уст == ЗЕР/(xd-{- х.24-х04~х1с4~х2с4- л’ос) ,
где Ер — расчетная э. д. с. генератора.
Так как характеристики холостого хода авиационных генерато-
ров переменного тока различной мощности, построенные в относи-
тельных единицах, практически совпадают между собой, то
Ep-UH (0,2 + 0,8/в),
где /в -- /в.п//в.н — ток возбуждения в относительных единицах; /в Н—ток
возбуждения генератора, соответствующий номинальному значению напряже-
ния генератора UH при холостом ходе и частоте вращения, при которой опре-
деляется ток к. з.; /ВЛ1 — предельное значение тока возбуждения.
Это значение устанавливается в цепи вследствие того, что при
к.з. напряжение генератора настолько снижается, что регулятор на-
пряжения начинает работать на пределе своих возможностей, обес-
печивая или минимальное сопротивлен ие цепи возбуждения генера-
тора (при независимом возбуждении), или максимальное напряже-
ние на обмотке возбуждения (при максимальном токе возбуждения
205
возбудителя). Установившиеся токи к.з. не зависят от предвари-
тельной нагрузки. Экспериментальные исследования показывают,
что для бесконтактных синхронных генераторов типа ГТ Z^|/=
= (3,2-4-3,5) ZH; № = (4,56-4-5,4) ZH; Z<’> = (6,8-?8,8) /ZH.
Индекс в скобках указывает вид короткого замыкания. На величи-
ну ударного тока к.з. регулятор напряжения практически не оказы-
вает влияния. Аппараты защиты выбирают исходя из установив-
шихся токов коротких замыканий.
10.3. Повышение и понижение напряжения
и частоты в системах электроснабжения переменного/ тока
Чрезмерное повышение напряжения в сетях переменногб тока
в подавляющем большинстве случаев — следствие отказов в сис-
теме регулирования: обрыва цепей питания измерительного элемен-
та; закорачивания цепей рабочих обмоток регулятора на магнит-
ных усилителях; пробоя силовых трансформаторов или тиристоров
в исполнительных устройствах регуляторов. Исследования показы-
вают, что максимальное напряжение в сети переменного тока при
перенапряжениях не превышает 1,5 UH.
Для надежной работы аппаратов защиты авиационные генерато-
ры выполняют таким образом, чтобы ток к.з. был ZK3 > 3 ZH0M,
где Iном — номинальное значение тока генератора. Время срабаты-
вания защиты сети в этом случае может достигать 5 с, в результате
регулятор напряжения форсирует ток возбуждения до максималь-
ного значения, и при отключении к.з. напряжение переменного тока
может повыситься до 180 В.
При отключении приемников электрической энергии, содержа-
щих индуктивные элементы, возникает э.д.с. самоиндукции, во мно-
го раз превышающая номинальное напряжение. Значение э.д.с. са-
моиндукции зависит от энергии, запасенной в реактивных элемен-
тах и от скорости изменения тока в процессе отключения. Она мо-
жет достигать значения ± 600 В как для системы переменного 115/
200 В, так и для постоянного тока 27 В. Допускается длительность
импульсов напряжения до 10 мкс. К импульсным помехам наибо-
лее чувствительны полупроводниковые элементы, кроме того, они
могут быть причиной сбоев бортовых цифровых систем.
При обрыве одной фазы в цепи питания измерительного уст-
ройства регуляторов напряжения лишь незначительно повышается
напряжение в точке регулирования (120—123 В), что соответствует
значениям напряжения для ненормальных режимов работы, но за-
щита при этом не отключает генератора, и такой режим может
быть длительным. При обрыве двух фаз напряжение достигает 127—
— 133 В, а при обрыве трех фаз — 148—160 В. В этих случаях за-
щита генератора от повышения напряжения отключит неисправный
генератор.
206
Понижение напряжения в сетях переменного тока может бьггь
вызвано неисправностями регулятора напряжения, обрывом обмот-
ки возбуждения генератора, к.з. При самых неблагоприятных ус-
ловиях напряжение генератора может снижаться до нуля. Пони-
жение напряжения, вызванное к.з., должно быть отключено защи-
той от к.з., поэтому для согласования характеристик защит время
выдержки защиты от снижения напряжения должно быть больше
времени срабатывания защиты от к.з. В соответствии с этим усло-
вием защита от снижения напряжения срабатывает по истечении 7 с
от момента возникновения ненормального режима. Понижение на-
пряжения может привести к останову асинхронных двигателей (их
вращающий момент пропорционален квадрату напряжения) и
ухудшить работу других электротехнических устройств. Для си-
стемы' электроснабжения с регуляторами напряжения, имеющими
устройство встроенного контроля состояния, время существования
ненормального режима, обусловленного отказами регулятора, мо-
жет быть значительно меньше 7 с.
При параллельной работе синхронных генераторов повышение
или понижение напряжения может быть вызвано отказами в целях
распределения реактивных нагрузок. При параллельной работе син-
хронных генераторов перевозбуждение или недовозбуждение одно-
го из них ведет к изменению соотношения реактивных мощностей, от-
даваемых генераторами в сеть. Если перевозбудился один из генера-
торов, то регуляторы напряжения исправных генераторов будут
стремиться снизить напряжение сети, уменьшая ток возбуждения.
В то же время система распределения реактивных мощностей стре-
мится увеличить токи возбуждения генераторов. Если более эффек-
тивен регулятор напряжения, то возбуждение исправных генерато-
ров ослабляется настолько, что при определенной доле активной на-
грузки они перейдут в асинхронный режим, который будет сопро-
вождаться колебаниями токов генераторов и напряжения сети.
При высокой эффективности системы распределения реактивных
мощностей и небольшом числе генераторов напряжение в сеги
может существенно повыситься. При большом числе генераторов
повышение напряжения в сети не может быть значительным, хотя
перевозбужденный генератор и перегружается реактивным током и,
следовательно, перегревается. Во всех случаях при перенапряжении
неисправный генератор необходимо отключить от бортовой сети.
При параллельной работе генераторов возможны отклонения ча-
стоты от значений нормального режима вследствие неисправностей
системы распределения активных мощностей и регуляторов частота.
Если момент, развиваемый приводом одного из генераторов, работа-
ющего параллельно с сетью, будет повышаться, то генератор будет
нагружаться активной мощностью. При этом активные мощности,
отдаваемые другими генераторами, будут снижаться. Система рас-
пределения активных мощностей при этом стремится увеличить ско-
рость вращения роторов исправных генераторов. Если мощность
207
привода неисправного канала велика, то его генератор примет нй
себя всю активную нагрузку сети и будет питать другие параллель-
но работающие генераторы, которые в этом случае будут работать в
режиме двигателей. Частота в сети повысится, так как благодаря
наличию обгонных муфт, установленных между генератором и при-
водом, частота вращения роторов исправных генераторов будет
больше, чем частота выходных валов их ППЧВ. Синхронность вра-
щения роторов генераторов будет обеспечиваться за счет действия
синхронизирующего момента, возникающего при работе генератора
в режиме синхронного двигателя:
(0 Xd 2(0 \ xq Xd I
где Ео — э. д. с. холостого хода генератора; U — фазное напряжение; mj~3—
число фаз; х^, xq— индуктивные сопротивления по продольной и попереч-
ной осям машины; 5 — сдвиг фаз между векторами э. д. с. Ео и напряжением
U.
При потере возбуждения синхронизирующий момент генератора
определяется сравнительно небольшим реактивным моментом
mU* / 1 1 \
/Ип =—----I----------sin 26,
2(0 \ xq Xd J
который может оказаться недостаточным для покрытия нагрузки,
и генератор выпадает из синхронизма. При этом возникает асин-
хронный ход синхронных генераторов. У невозбужденной машины
могут возникнуть перенапряжения на обмотке возбуждения, а на-
пряжение в сети вследствие действия уравнительных цепей распре-
деления реактивной мощности снижается. Если при асинхронном
ходе генераторы сохраняют возбуждение, то возникают ударные
токи и моменты, которые иногда в несколько раз превосходят номи-
нальные, при этом происходят сильные колебаний напряжения в
бортсети.
При раздельной работе каналов генерирования недопустимые
отклонения частоты от номинального значения вызываются отказа-
ми приводов постоянной частоты вращения и элементов системы ре-
гулирования частоты. Чрезмерное повышение частоты приводит к
увеличению угловой скорости асинхронных двигателей и частот-
ных погрешностей во всякого рода измерительных устройствах (фа-
зосдвигающих мостах, индуктивных датчиках, фильтрах прямой и
обратной последовательностей и т. п.).
10.4. Короткие замыкания
в системах электроснабжения постоянного тока
Процессы при к. з. генераторов постоянного и переменного то-
ков во многом подобны. При к.з. авиационного генератора постоян-
ного тока его ток в течение непродолжительного времени (0,004—
208
Рис! 10.5. Влияние сопротивления в месте к.з. (а), частоты вращения (б) и
предварительной нагрузки (в) на ударный и установившиеся значения
ток о# к.з.
—0,006 с) достигает максимального ударного значения, а затем сни-
жается до установившегося значения. В процессе к.з. сильно воз-
растает искрение на коллекторе, которое может перерасти в круго-
вой огонь и вывести машину из строя.
В генераторах с кремниевыми выпрямителями токи к.з. вызыва-
ют значительные тепловые перегрузки диодов, в результате которых
они разрушаются, поэтому энергоузлы постоянного тока должны
быть оснащены быстродействующей защитой.
Для выбора аппаратуры защиты и определения ударного тор-
мозного момента, воздействующего на привод генератора, достаточ-
но знать только два значения, характеризующих изменение тока в
процессе к.з.: ударный ток к.з. и установившееся значение тока
к.з. При анализе факторов, влияющих на ударный ток к.з., исходят
из общего закона неизменности потокосцеплений контуров в момент
коммутации. Для генераторов постоянного тока с параллельным воз-
буждением значение ударного тока можно определить, не учитывая
действие регулятора напряжения, так как он не успевает существен-
но изменить сопротивление цепи возбуждения за время, в течение
которого ток к. з. достигает максимального значения.
Значение ударного тока определяется запасом магнитной энер-
гии, которой обладали обмотки генератора перед возникновением
к.з. Эта энергия, равная Li2/2, будет тем больше, чем больше ин-
дуктивность обмотки L и ее ток i. Поэтому чем больше ток возбуж-
дения генератора перед к.з., тем большего значения достигнет удар-
ный ток.
Анализ процессов к.з. (рис. 10.5) показывает, что при увеличе-
нии:
предварительного тока нагрузки генератора ударный ток уве-
личивается;
частоты вращения генератора ударное значение тока к.з. умень-
шается;
сопротивления к.з. ударный ток уменьшится.
209
Рис. 10.6. Переходная внешняя ха-
рактеристика авиационных генерато-
ров постоянного тока
дер-
а
и
д-
а-
ты
на-
а
ния
Установившееся значение т
ка к.з. зависит от вида внеш-
ней характеристики генерат
с регулятором напряжения
практически не зависит от п
варительной нагрузки ген
тора. С увеличением час
вращения установившееся
чение тока к.з. возрастае
при уменьшении сопротивл
в месте к.з. уменьшается.
Для расчета ударных токов к.з. в СЭС постоянного тока,
жащих генераторы, трансформаторно-выпрямительные устройства
и аккумуляторные батареи, используют так называемую переход-
ную внешнюю характеристику источника энергии (рис. 10.6). Она
строится следующим образом: экспериментально определяют удар-
ный ток к.з. /Уд при различных сопротивлениях в точке к.з. (/?к)
и- строят зависимость напряжения на сопротивлении RK (U =
= /Уд/?к) от ударного тока. Эта зависимость линейна и в относи-
тельных единицах (о.е.) она одинакова для различных по мощности
авиационных генераторов. В соответствии с рис. 10.6 генератор при
расчете ударных токов к.з. представляется как источник э. д. с.
Еа = 1,27 с внутренним сопротивлением/?и = Еа/1тах, где /тах=
= 4,5, т. е. /?и = 0,28.
За базисные значения принимаются номинальный ток генератора
/н и номинальное напряжение UH = 28,5 В. Для перехода от от-
носительных единиц к именованным достаточно умножить относи-
тельное значение на ее базисное значение.
Зная величины Еи и /?и, легко определить ударный ток к.з.
при любом сопротивлении короткого замыкания /?к:
/уд = Еи/(Ra + Rk)
(Ю.2)
Если ударный ток определяется в относительных единицах, то
значение RK также следует перевести в относительные единицы пу-.
тем деления на базисное сопротивление /?н =
При наличии в системе электроснабжения нескольких параллель-
но работающих источников энергии при расчетах токов к. з. исполь-
зуют метод эквивалентного генератора, т. е. заменяют все парал-
лельно работающие источники одним — эквивалентным.
Расчетные э. д. с. Еэ и проводимость qa эквивалентного генерато-
ра определяются по формулам:
п In
i=l / /=1
п
8э=^.^э~ 2 £'
i=l
210
Таблица 10.1
Параметры источника Выпрямительная установка Аккумуляторная батарея
ВУ-ЗА ВУ-6А 12САМ-55 12САМ-28 20НКБН-25
Еа, В 28 28 26 25 26,5
Яи- О2, Ом 1,33 0,936 0,164 1,39 1,23
Соответственно для каждого источника
Si — Sil'i Sc. tKSn I ~г§с i) >
где gni ~ \lRyii —проводимость i-го источника; gci —проводимость участка
сети от источника до ЦРУ.
Сопротивление 7?к цепи короткого замыкания от ЦРУ до точки
к.з. определяется обычными методами: преобразованием схем тре-
угольника сопротивления в звезду и обратно. Для трансформаторно-
выпрямительных устройств и аккумуляторных батарей в качестве
переходных внешних характеристик принимаются их обычные
внешние характеристики (рис. 10.7). Для трансформаторно-выпря-
мительных устройств берутся внешние характеристики, соответ-
ствующие их холодному состоянию, для аккумуляторов — харак-
теристики полностью заряженных батарей.
Значения Е а и /?и для выпрямительных установок и аккумуля-
торных батарей приведены в табл. 10.1.
Значения ударных токов используют для проверки электродина-
мической и термической устойчивости аппаратов защиты по отноше-
нию к токам к.з., а также
и отключающей) способности.
Выбор аппаратов для защиты
проводов сети, а также оценки
чувствительности аппаратов за-
щиты проводятся по минималь-
ным значениям установившихся
токов короткого замыкания
/к min- Для расчета этих токов
в системе электроснабжения с
генератором используются внеш-
ние характеристики их в уста-
новившемся режиме при мини-
мальной частоте вращения, а в
системе электроснабжения с
выпрямительными установка-
ми — внешние характеристики
Рис. 10.7. Переходные внешние ха-
рактеристики аккумуляторной бата-
реи 20НКБН-25 Цнач.эл = 20 °C):
/ — полностью заряженная батарея; 2 — ба-
тарея, разряженная на 25%
211
Рис. 10.8. Спрямленная
внешняя характеристика
для генераторов серии
ГСР
Рис. 10.9. Эквивалентная
схема соединений для рас-
чета тока к.з.
трансформаторно-выпрямительных блоков, снятые после их пред-
варительного прогрева. В качестве внешних характеристик акку-
муляторных батарей принимаются характеристики аккумуляторов,
разряженных на 25% их номинальной емкости.
Установившиеся значения токов к.з. рассчитывают аналитиче-
ски или с помощью графоаналитических методов. В основу аналити-
ческого метода положена спрямленная внешняя характеристика ге-
нераторов в о.е. В соответствии с этой характеристикой генератор
представляется источником э.д. с. Ея = —0,81 о. е. и внутренним со-
противлением RM = — 0,62 о. е. (рис. 10.8). Расчет производится
по формуле (10.2). Формула справедлива при условии, что RK <
< 0,32 о.е. Графоаналитический метод позволяет рассчитывать ус-
тановившиеся и ударные токи к.з. при любом значении сопротивле-
ния к.з. В качестве примера рассмотрим расчет ударного тока к.з.
в точке 1 схемы, представленной на рис. 10.9.
На график (рис. 10.10) наносят внешние характеристики вы-
Рис. 10.10. Результирующая внешняя
характеристика
ВУ2 для их холодного состояния
и полностью заряженной акку-
муляторной батареи Б и строят-
ся вольт-амперные характери-
стики участков сети Rlt R2, R3,
/?4 с учетом сопротивлений ком-
мутационной и защитной аппа-
ратуры от источников до общей
шины, к которой они подсое-
динены.
Из ординат кривых ВУ1,
ВУ2 и Б, вычитая ординаты
соответствующих прямых Rlt
R3 и R2, получают внешние
характеристики источников
ВУГ, ВПУ2' и Б', приведен-
ные к общей шине. Суммируя
212
Абсциссы приведенных внешних характеристик ВУ1, ВУ2 и Б, по-
лучают результирующую внешнюю характеристику источников пи-
тания на шинах ЦРУ. Точка пересечения результирующей внешней
характеристики с вольт-амперной характеристикой участка сети
/^определяет ток к.з. в точке 1 схемы (см. рис. 10.9).
Аналогично определяют и установившееся значение тока к.з.,
но при этом используют внешние характеристики для предваритель-
но Прогретого состояния трансформаторно-выпрямительных уст-
ройств и для разряженных на 25 % аккумуляторных батарей.
10.5. Повышение и понижение напряжения
в системах электроснабжения постоянного тока
Повышение и понижение напряжения в системах электроснаб-
жения постоянного тока вызываются отказами системы регулирова-
ния. Для систем с угольными регуляторами повышение напряже-
ния может быть вызвано'спёканйем- шайб у гол ьного столба "й’обры-
вами в цепи рабочей обмотки электромагнита, в системах с транзис-
торными регуляторами — пробоем силового транзистора, обрывами
или к. з. в цепях измерительного органа.
Значительные перенапряжения могут возникать при отключе-
нии защиты участка с к.з. Чрезмерное повышение напряжения в
системе приводит к сокращению срока службы и отказам приемни-
ков электрической энергии или к переходу их в аварийный режим
работы. Так, например, интенсивность отказов светотехнического
оборудования при отклонении напряжения U от номинального зна-
чения ин
Х = Х0 [о,4-ь0,6((//(/“)],
где а ~ 104-12; Хо — интенсивность отказов при номинальном напряжении.
Для электрических двигателей постоянного тока увеличение на-
пряжения приводит к увеличению частоты вращения, что снижает
их надежность.
Интенсивность отказов электрических двигателей
X = (л/л0)2,
где п0 = 1000 об/мин; п — частота вращения ротора; Хо — интенсивность
отказов, обусловленная отказами щеток и подшипников при номинальном на-
пряжении.
Увеличение напряжения генератора ведет к увеличению тока за-
ряда аккумуляторной батареи.
Для систем постоянного тока относительное значение возмож-
ного перенапряжения больше, чем для систем переменного тока и
составляет 3 Un. Это объясняется большой кратностью частот вра-
щения (1:2). Поэтому если при минимальной частоте вращения мак-
213
симальное перенапряжение равно 1,5 UH, то при максимально^
частоте оно достигает 3 UH, т. е. 80 В. Во вторичных системах элект-
роснабжения, питаемых от трансформаторно-выпрямительных бло-
ков, перенапряжение возникает при перенапряжении в первичной
системе переменного тока и поэтому его значение не превышает 4у В.
Понижение напряжения обычно обусловлено неисправностями регу-
ляторов, обрывами цепи возбуждения или к.з. /
При параллельной работе генераторов понижение возбуждения
одного из них вызывает перегрузку исправных каналов генериро-
вания, а в случае, если уравнительные цепи не отключены, — И зна-
чительному понижению напряжения сети. При перевозбуждении ге-
нератора, работающего параллельно с другими генераторами, неис-
правный генератор при отсутствии защиты принимает на себя боль-
шую часть нагрузки. Это приводит к перегреву генератора и его от-
казу.
Вопросы для самоконтроля
1. Дайте классификацию возможных отказов СЭС.
2. Приведите зависимость изменения тока генератора в процессе коротко-
го замыкания.
3. Почему при расчетах установившихся токов короткого замыкания в
системах постоянного тока расчетная э. д. с. и внутреннее сопротивление ге-
нератора отрицательные?
4. Каковы причины перевозбуждения генераторов?
5. В каком режиме окажется синхронный генератор, работающий па-
раллельно с другими, если произойдет срезание приводящего его валика?
6. Что произойдет с асинхронным двигателем, если частота питающего
его тока уменьшится?
ГЛАВА 11
ЗАЩИТА СИСТЕМ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
11.1. Назначение и основные требования
Система защиты предназначена для предотвращения последствий
отказов элементов на работу СЭС. Она состоит из ряда подсистем
(аппаратов), каждая из которых выполняет защиту только отдель-
ных видов последствий отказов. Система защиты отключает повреж-
денный элемент и перестраивает структуру СЭС таким образом,
чтобы электрическая энергия необходимого качества продолжала
поступать ко всем потребителям или только к тем, от действия ко-
торых в большей степени зависит безопасность полета.
При возникновении ненормальных режимов защита также пред-
отвращает дальнейшее развитие последствий отказа в отключенном
214
элементе. Так, например, при возникновении к.з. внутри генератора
или на фидере канала генерирования защита не только отключает не-
исправный канал генерирования от системы, но и включает автомат
гашения поля: поле возбуждения генератора ослабляется, ток к.з.
уменьшается практически до нуля.
Вследствие тесной взаимосвязи функций управления системой
электроснабжения (включение и отключение исправной системы)
при работе ее в нормальных режимах с функциями защиты (предотв-
ращение включения системы с неисправными элементами и отклю-
чение элементов ее при возникновении ненормальных режимов) вы-
полнение этих функций возлагается на единые блоки защиты и уп-
равления. По существу защита — это управление системой в ненор-
мальных режимах.
Исходя из наиболее вероятных ненормальных режимов установ-
лен перечень обязательных видов защиты. Для систем генерирова-
ния постоянного тока необходима защита от потери возбуждения или
снижения напряжения, от включения генератора с неисправной по-
лярностью, повышения напряжения, коротких замыканий. Систе-
мы генерирования переменного тока постоянной частоты должны
быть защищены от повышения и понижения напряжения, неравно-
мерного распределения нагрузки (от небаланса полного тока),
повышения и понижения частоты, к.з. внутри генератора и на его
фидере, обратной мощности, чрезмерного увеличения момента на
входном валу приводов постоянной частоты вращения, обрыва фаз,
несимметрии напряжений. На некоторых типах ВС используется
также защита от потери устойчивости регулирования напряжения и
частоты и от перегрузок.
В системах электроснабжения переменного тока с тиристорными
преобразователями частоты, кроме перечисленных видов, использу-
ется защита от постоянной составляющей в выходном напряжении,
недопустимого ухудшения формы кривой выходного напряжения и
недопустимого сдвига фаз. Защита систем электроснабжения долж-
на предотвращать возможность подключения к бортовой сети по-
стоянного тока аэродромных источников с обратной полярностью, а к
бортовой сети переменного тока источника с неправильным чередова-
нием фаз. Блокируется также включение в бортовую сеть генератора
постоянного тока с обратной полярностью, которое может произой-
ти в результате его перемагничивания.
Кроме общих требований, предъявляемых к электрооборудова-
нию ВС, к системе защиты предъявляют и особые требования: се-
лективность, быстродействие, независимость работы защищаемых
устройств от отказов в аппаратах защиты. Под селективностью
(избирательностью) защиты подразумевается способность защиты
отключать при возникновении ненормального режима в системе
только элемент (канал генерирования, участок сети), отказ которо-
го вызвал этот режим. Так, если при перевозбуждении одного из па-
раллельно работающих генераторов неисправный генератор пере-
215
гружается, то аппарат защиты должен отключать неисправный гене-
ратор, оставляя исправные подключенными к бортовой сети.
Требование быстродействия связано с необходимостью ограни-
чения последствий опасных отказов, например к.з., поэтому ин-
тервал времени от момента возникновения ненормального режима
до момента срабатывания соответствующего вида защиты должен
быть минимальным. В то же время для исключения ложных срабаты-
ваний защиты время, необходимое для обнаружения ненормального
режима, должно быть достаточным, чтобы исключить срабатывание
защиты при протекании нормальных переходных процессов, обу-
словленных коммутацией нагрузки.
В силу того, что отказы самой защиты являются «скрытыми»,
т. е. последствия их проявляются только после отказа элемента,
который она защища.ет, особенно высокие требования предъявляют-
ся к безотказности защиты и к ее контролепригодности. Для предо-
твращения работы системы электроснабжения при скрытых отказах
защиты в аппаратах и блоках защиты предусматриваются устройст-
ва встроенного контроля.
11.2. Защита системы электроснабжения
от повышения и понижения напряжения
Защита от повышения напряжения должна отключать неисправ-
ный генератор от шин ЦРУ при напряжении в точке регулирования,
превышающем заданное значение. Для предотвращения ложного от-
ключения при кратковременных повышениях напряжения, обра-
зовавшихся при отключении потребителей большой мощности или
при отключении сети, в которой возникло к. з., защита должна
иметь выдержку времени на срабатывание. Выдержка времени мо-
жет зависеть или не зависеть от напряжения. При зависимой вы-
держке чем больше напряжение в сети, тем меньше время выдержки.
Длительные перенапряжения опасны как для потребителей,
так и для самого генератора, поэтому при отключении неисправного
генератора его поле возбуждения гасится путем введения в цепь
возбуждения добавочного сопротивления. Повторно включить ге-
нератор в сеть можно только вручную после устранения причин.
, вызвавших чрезмерное повышение напряжения.
Защита от снижения напряжения должна отключать неисправ-
ный генератор от шин ЦРУ при напряжении менее заданного зна-
чения. Для исключения ложных срабатываний, к которым могут
привести включения потребителей большой мощности или к.з., вы-
держка времени защиты от снижения напряжения должна быть
больше времени срабатывания защиты от к.з. Выдержка времени
'защиты от снижения напряжения имеет постоянное значение, т.е.
^является независимой.
’.216
0Щ IDIJU
6ИН
Рис. 11.1. Структурные схемы защиты СЭС от повышения (//£/{)
и понижения (НЩ) напряжения
При одиночной работе генераторов для того, чтобы фиксиро-
вать чрезмерное повышение или понижение напряжения, достаточ-
но иметь в каждом виде защиты по одному измерительному устрой-
ству, который обычно называют блоком измерения напряжения
(БИН). При параллельной работе генераторов для выявления ис-
точника энергии, вызывающего повышение или понижение напря-
жения в сети, необходимы дополнительные измерительные устройст-
ва, в качестве которых используются дискриминаторы Д, реагирую-
щие на отклонение нагрузки данного генератора от ее среднего зна-
чения. В большинстве существующих аппаратов защиты от повыше-
ния и понижения напряжения сигнал о неисправности вида чрез-
мерное повышение напряжения (НЩ) или чрезмерное снижение на-
пряжения (ЯЩ) формируется в соответствии с логической схемой
рис. 11.1.
Общий или индивидуальный для каждого канала генерирования
БИН, если защита выполняется с независимой выдержкой времени,
фиксирует только отклонение напряжения за допустимое значение:
(7 > (7тах — Щ или U <U min — U |. При зависимой выдержке
времени, которая используется только в схемах защиты систем
электроснабжения постоянного тока от повышения напряжения, из-
меряется и превышение напряжения над установившемся значени-
ем максимального допустимого напряжения: Д(7 = U — 1/гаах.
Индивидуальные дискриминаторы при повышении напряжения в
системе формируют сигнал запрета DU* на срабатывание защиты
от повышения напряжения только того генератора, нагрузка (ток
или в СЭС переменного тока — реактивный ток) которого меньше
средней нагрузки (DiU^ — 1, если /ср >/г). При чрезмерном по-
нижении напряжения должен отключаться только недовозбужден-
ный генератор, поэтому на защиту генераторов от снижения напря-
217
жения других генераторов, ток нагрузки которых больше среднего
значения, дискриминатор подает сигнал запрета DtU± (DtU^=A,
если It > /ср). Так как действие сигналов запрета, создаваемых
дискриминаторами, при раздельной работе генераторов должно пре-
кращаться, то в структурную схему вводится также датчик, фикси-
рующий включение генераторов на параллельную работу. Такой
сигнал может быть получен, например, от блок-контактов контак-
тора /СпРбк.
Сигнал на отключение неисправного генератора (Ш или (7|)
в соответствии со структурной схемой поступает на вход реле вре-
мени, на выходе которого и формируется сигнал (НЩ или НЩ)
о возникновении неисправности. Этот сигнал запоминается и пода-
ется сначала в блок логического суммирования (схема «ИЛИ») сиг-
налов о возникновении неисправностей от всех видов- защит ка-
нала генерирования: Сигнал с выхода схемы «ИЛИ» после уси-
ления воздействует На контактор, отключающий генератор от бор-
товой сети.
Таким образом, формирование сигнала на выходе схемы защиты
от повышения напряжения
tfi/t = [t/t(Dt/tKnp6K) (H.l)
а от понижения напряжения
Я^ = [^рГ7|КпРбк) (11.2)
где т — время задержки.
Запись Y = Xх означает, что Y принимает значение, равное X
через промежуток времени, равный т.
В блоках защиты и управления на интегральных элементах в ка-
честве БИН защиты от повышенного и пониженного напряжений
используются однотипные схемы (рис. 11.2), состоящие из интег-
рального усилителя А и двух транзисторов VT1 и VT2, охвачен-
ных положительной обратной связью через резистор R4. Усили-
тель выполняет функции компаратора.
Выпрямленное диодами среднее линейное напряжение генерато-
ра через делитель напряжения на резисторах R1 и R2 подводится
к первому входу усилителя. На второй вход через резистор R3 по-
дается эталонное напряжение +5 В и через резистор R4 — сигнал
положительной обратной связи с коллектора транзистора VT2.
Если напряжение на первом входе (точка а) больше эталонного зна-
чения на втором входе (точка б), то сигнал с выхода усилителя вы-
зывает открытие транзистора VT1, а затем VT2. Положительная
обратная связь переводит транзисторы в ключевой режим: при от-
крывании транзистора VT2 образуется делитель напряжения из ре-
зисторов R3 и R4 и эталонное напряжение на втором входе усилите-
ля снижается, вызывая еще более резкое уменьшение выходного на-
218
Рис. 11.2. Схема защиты от повышения и понижения напряжения блока
защиты на интегральных элементах
пряжения усилителя и быстрый переход транзисторов VT1 и VT2
в режим насыщения. Диоды VD1 и VD2 ограничивают дифферен-
циальный сигнал на входе усилителя. При закрытом транзисторе
VT2 с выхода снимается сигнал логической «1». В момент открытия
транзистора VT2 с выхода схемы снимается сигнал логического «О».
Настройка уровней срабатывания БИН производится с помощью
переменного резистора R1. Таким образом, на выходе измеритель-
ных устройств схем защиты имеют место сигналы, логические зна-
чения которых указаны в табл. 11.1.
Принцип действия дискриминатора (рис. 11.3) состоит в следую-
щем. На вход диодного ключа VD1 — VD4 подается напряжение
U вх = А /д, пропорциональное разности тока фазы А данного
генератора и среднего тока фаз А параллельно работающих генера-
торов А/ = 1А — /дСр. Сигнал А/д формируется в схеме защиты по
небалансу полного тока. Диодный ключ коммутируется напряже-
нием Uк, пропорциональным линейному напряжению UK — k2 UBC,
отстающему от напряжения фазы А на угол л/2. При UK > 2Uвх
входное напряжение может подводиться к нагрузке (конденсато-
Таблица 11,1
Значение напряжения генератора Защита от повышения напряжения Защита от понижения напряжения
^mln 0 0
^mln 0 1
^тах 1 1
219
ры Cl и С2) только в те интервалы времени, когда все диоды открыты
коммутирующим напряжением, т. е. в положительные полупериоды
Ubc (от л/2 до 3/2 л, так как UBc = — Ubc V2 cos со/)- Входное на-
пряжение можно представить в виде суммы двух слагаемых: одно
пропорционально разности активной составляющей тока фазы А
данного генератора Ioai и активной составляющей среднего значе-
ния тока фаз А параллельно работающих генераторов 1ад ср, а дру-
гое — разности соответствующих значений реактивных составляю-
щих:
unx = kx V~ [(ZaA1 —/аАср) sin co t+ (/pA1 -ZpAcp) sin (co Z-jt/2)]. (11.3)
Среднее значение напряжения на выходе диодного ключа
j 3/2Л ___
^дк = — "f MBXd(©0 = y 2 /«^(/pA1—/рАср)
а/ Л v
не зависит от активных составляющих токов.
Полярность напряжения на конденсаторах С1 и С2 зависит от
знака разности 7pai — /РАсР = Д7ра- Параллельно конденсато-
рам С1 и С2 подключен делитель напряжения на конденсаторах СЗ
и С4, средняя точка которого соединена с источником +5 В. Напря-
жение с конденсаторов подается на входы двух одинаковых бескон-
тактных реле (на рис. 11.3 показано только одно из них). Каждое
реле состоит из интегрального усилителя А и двух транзисторов VT1
и VT2. В зависимости от полярности напряжения на конденсаторах
при определенном значении разности Д/ра включается то или иное
реле. Если потенциал точки а меньше потенциала точки б, то транзи-
стор VT2 закрыт и с его коллектора снимается сигнал, соответствую-
?+58
Рис. 11.3. Дискриминатор защиты от повышения и понижения напря-
жения
220
щий логической «1». Если потенциал точки а будет больше потенци-
ала точки б, то транзистор VT2 открывается и с его коллектора сни-
мается сигнал логического «О». В формировании сигналов НЩ и
НЩ используются сигналы логического «О», так как реле времени
включается сигналом «О».
В блоках защиты и управления, выполненных на интегральных
элементах, общие формулы формирования сигналов о возникнове-
нии неисправностей вида повышение НЩ или понижение НЩ
напряжения несколько отличаются от формул (11.1) и (11.2) и име-
ют вид:
VHl'fO)0’5 (В„.hV ^контр)- (11-4)
^1=(/в.гЩО{/|КпРбк V Н£/;о)4(Вк.н V Яконтр). (115)
Таким образом, сигнал на срабатывание защиты появляется при
следующих условиях:
выключатель генератора находится в положении «Генератор
включен» (Вк. н) или «Контроль» (Вконтр);
генератор возбужден fB>r;
имеется сигнал о повышении f/f или понижении напряжения Щ
в сети;
при включенном контакторе параллельной работы Кп>Рбк = 1;
есть разрешение (нет запрета) от дискриминатора на срабатывание
защиты у данного генератора: DU^ — 0 или Г>Щ = 0.
При одиночной работе Кп.рбк = 0 и в соответствии с формулами
сигнал от дискриминаторов в формировании значений HU> и НЩ
не участвует. Запоминание неисправности, необходимое для реги-
страции, обеспечивается благодаря наличию в формулах (11.4) и
(11.5) второго слагаемого НЩ О или НЩ О. После «обнуления»-
подачи сигнала О = 1 (О = 0) — действие сигналов НЩ и НЩ
снимается. Команды на срабатывание от всех видов защиты посту-
папю на входы элемента «ИЛИ». Сигнал с выхода после усиления
воздействует на исполнительные устройства защиты генератора,
необратимо отключающие его от сети.
В качестве датчика защит по напряжению (рис. 11.4), реагирую-
щего на напряжение в каждой из фаз, используются схемы выделе-
ния наименьшего и наибольшего значений (с), приведенные на
рис. 11.5. Здесь приняты следующие обозначения: г0 — внутрен-
нее сопротивление источников входных сигналов (Щ, Щ.... Щ);
Ей, Eg, Ra, R6 и ia, i6 — напряжения, сопротивления и токи смеще-
ния в соответствующих схемах; /н = i — ток нагрузки; Щ и Щ—
выходное напряжение для схемы выделения наибольшего и наимень-
шего напряжений; Ugl, Ug2, ..., Ugn — падение напряжений на со-
ответствующих диодах; ilf i2 ..., in — токи в цепях с источниками
входных сигналов.
221
Рис. 11.4. Схема измерителя напряжения
Для схемы выделения наибольшего напряжения (рис. 11.5, а)
справедливо:
Uj — гоЧ + ^н — ^н1»
п
£а = *аКа—4а+*= У, О-
/*1
Упорядоченные значения напряжений Ult U2, ..., Un по призна-
ку неубывания:
^(1)< £/(«)< •• • <^(п)-
Полагаем, что п — k диодов, на которые поступают напряжения
^(2), •••^(n-h+1). U(n-k) < tAnax, закрыты, т. е. ij = 0 и
Ugj — Uj — Uн <0, j — 1, 2, ..., п — k. Принимаем также, что
открытые диоды имеют одинаковые вольт-амперные характеристики:
Ug — Uo-^-ig Rr,
где Кд — AU/Aig —дифференциальное сопротивление диода для значений
ig > 11\ Uо — напряжение отсечки диода; 11 — ток, соответствующий началу
линейного участка, и значения 11.
Тогда, учитывая, что j — п — k + 1, ...» п, получаем
Го+Кд
го + ^д р
f—+—)
(11.6)
б^щах
где К — число приводящих диодов.
__________ ♦
* Индекс g при токе диода опущен (igj — ij).
222
Минимальная погрешность схемы рис. 11.5, а достигается при
оо и Ra ->оо. Так как напряжение отсечки составляет доли
вольта (Uo « 0,6 В), то при К = 1 и достаточно больших /?н и
/?а
t/H ж Umax Uo
незначительно отличается от t/max.
Защита от повышения напряжения СЭС постоянного тока. Прин-
ципиальная схема автомата защиты от перенапряжений (АЗП),
соответствующая структурной логической схеме (см. рис. 11.1) изоб-
ражена на рис. 11.6. Автомат отключает генератор от сети при на-
пряжении в точке регулирования, превышающем (32±1) В, с вы-
держкой времени, уменьшающейся при увеличении напряжения.
Общее измерительное устройство БИН (рис. 11.7) состоит из
делителя напряжения R1 и R2, двух транзисторов VT1 и VT2,
стабилитрона VD1, сопротивления нагрузки R3, транзистора VT1
и реле R. Резистор R4 и диод VD3 необходимы для надежного запи-
рания транзистора VT2, а резистор R5 обеспечивает ключевой ре-
жим транзисторов. Диод VD2 выполняет функции температурной
компенсации.
Параметры схемы подобраны так, что при нормальном напряже-
нии в сети транзистор VT1 закрыт, стабилитрон VD1 не пробит.
При напряжении, равном или превышающем напряжение срабаты-
вания автомата (t/cp = 32 В), стабилитрон VD1 пробивается, тран-
зисторы VT1 и VT2 открываются и срабатывает реле Д’, своими за-
мыкающими контактами включающее АЗП всех генераторов.
В качестве дискриминаторов в АЗП используются поляризован-
ные реле К2 (см. рис. 11.6), включенные так же, как и уравнитель-
ные обмотки регуляторов напряжения: один конец обмотки поляри-
зованного реле присоединяется к минусовому зажиму генератора,
а другой — к специальной уравнительной шине (шина 2). Реле Д/
АЗП предназначено для отключения уравнительных цепей от соот-
ветствующих уравнительных шин при отключении генератора.
Рис. 11.5. Диодные схемы выделения наибольшего (а) и наименьшего (б) из
нескольких напряжений
223
Промежуточное реле КЗ, имеющее зависимую выдержку времени на
срабатывание, включает дополнительное устройство АЗП — контак-
тор К с механической защелкой.
При возникновении перенапряжения в сети общий БИН одно-
временно подключает реле КЗ всех АЗП на напряжение бортовой
сети.
Направление уравнительных токов в обмотках поляризованных
реле К2 АЗП исправных генераторов таково, что замыкающие кон-
такты. реле К2 замкнуты и обмотки реле КЗ АЗП исправных генера-
торов зашунтированы. Таким образом подается сигнал запрета на
срабатывание АЗП исправных генераторов. У неисправного генера-
тора уравнительный ток через обмотку поляризованного реле К2
АЗП протекает в противоположном направлении, замыкающие кон-
такты реле К2 разомкнуты, а обмотка реле КЗ подключена на напря-
жение бортовой сети. Так как сигнал запрета снят, то реле КЗ вы-
полняет свои функции: с определенной выдержкой времени включа-
ет контактор К, контакты которого ЗК вводят в цепь возбуждения
генератора добавочное сопротивление КЗ, осуществляя гашение по-
ля; 2К воздействуют на ДМР, отключающее неисправный генера-
тор от бортовой сети; 1К включают лампу EL, сигнализирующую об
отключении генератора. На обмотку реле К1 отключенного не-
+ ис
Рис. 11.6. Схема включения АЗП
224
исправного генератора напря-
жение подается, вследствие чего
уравнительные обмотки АЗП и
регулятора напряжения от-
ключены от уравнительных
шин.
После устранения перена-
пряжения контактор, снабжен-
ный механической защелкой,
может быть включен только воз-
действием на кнопку ручного
включения контактора.
При одиночной работе гене-
ратора АЗП выполняет свои
функции без участия дискрими-
натора: контакты реле К2 всег-
да разомкнуты, и сигнал от БИН
поступает сразу на реле КЗ.
Специальные автоматы защиты
Рис. 11.7. Принципиальная схема
БИН от повышения и понижения на-
пряжения
от чрезмерного снижения напря-
жения генератора в системах электроснабжения постоянного тока
не используются. Эти функции выполняют ДМР. реагируя на зна-
чение обратного тока, возникающего при напряжении сети, превы-
шающем напряжение генератора.
11.3. Защита от понижения и повышения частоты
В системах электроснабжения переменного тока 200/115 В по-
стоянной частоты 400 Гц используется защита от повышения и по-
нижения частоты, которая должна необратимо отключать неисправ-
ный генератор от бортовой сети при частоте более (425±5) Гц с вы-
держкой времени не более (4,0 ± 0,6) с, а при частоте 465 —
480 Гц—без выдержки времени. При понижении частоты до (375±5)
Гц отключение должно происходить с выдержкой времени не более
(4,0±0,6) с, а при 335—320 Гц — без выдержки времени. При па-
раллельной работе генераторов в случаях повышения или пониже-
ния частоты защита должна быть селективной.
Выдержка времени срабатывания защиты от повышения и пони-
жения частоты выбирается на основании допустимых отклонений
частоты при нормальных и ненормальных переходных режимах. В
тех случаях, когда привод постоянной частоты вращения не обла-
дает достаточной перегрузочной способностью и вследствие этого
при к. з. в сети значительно снижается частота, временная задерж-
ка защиты от снижения частоты согласуется с временем срабаты-
вания сетевых автоматов защиты сети от к. з. Как правило, вы-
держка времени защит от повышения и понижения частоты не за-
висит от степени изменения частоты.
8 Зак. 2261
225
В большинстве систем электроснабжения защита при отклонении
частоты от заданных пределов формируется на основе структурной
схемы (рис. 11.1). Защита каждого генератора имеет устройство, с
помощью которого измеряют частоту переменного тока подвозбуди-
теля или генератора. Если генераторы работают параллельно, то
при повреждениях, сопровождающихся отклонениями частоты,
измерительные устройства защиты всех генераторов воспринимают
одно и то же значение частоты, так как при воздействии синхронизи-
рующих моментов роторы генераторов имеют одну и ту же частоту
вращения. Для того чтобы обеспечить селективность действия час-
тотных защит, используют тот же принцип, что и при построении
защиты от повышения и понижения напряжения: в схему вводят
дискриминаторы, реагирующие на значение и знак небаланса ак-
тивного тока генератора. Дискриминаторы вырабатывают сигнал
запрета на срабатывание защит исправных генераторов.
При повреждениях, приводящих к увеличению частоты, неба-
ланс активных токов исправных генераторов будет отрицателен и в
их схемы защиты поступит сигнал, запрещающий срабатывание их
защит от повышения частоты. Для неисправного генератора неба-
ланс активных токов положителен и в его схему защиты сигнал за-
прета не поступит. При повреждениях, приводящих к понижению
частоты, сигналы запрета поступают в схемы защиты исправных
генераторов при положительном небалансе активных токов.
Сигналы на выходе схемы защиты от повышения частоты
vHft]Ti, (и?)
а от понижения частоты
V (П.8)
При срабатывании защиты от повышения и понижения частоты
неисправный генератор отключается от шин нагрузки и шин парал-
лельной работы, включается автомат гашения поля и отключается
также привод постоянной частоты вращения (если это возможно).
Защита от значительного снижения частоты (останов) двигателя
(320—335 Гц) обратимого действия — она снабжается устройством
Рис. 11.8. Структурная схема блока измерения частоты
226
Рис. 11.9. Диаграмма формирования имульсов:
а — f=f«; б — f | ; в — f |
автоматического отключения генератора при частоте вращения ва-
ла авиационного двигателя ниже частоты вращения, соответствую-
щей режиму малого газа.
Команды управления определяются по формулам:
V ///ИО)4с(Вк.н V ад (11.9>
н f 11 -- (/в.г /110 V Н f 110) (Вк.н V ад (11. ю>
6/tt = /ttO(6b.1r V бк).
(11.10
Структурная схема блока измерения частоты (рис. 11.8) со-
стоит из измерительного устройства — тахогенератора ТГ, форми-
рователя импульсов ФИ и делителя частоты ДЧ. Датчиком частоты
является тахогенератор, установленный в приводе постоянной час-
тоты вращения перед обгонной муфтой. Частота тока тахогенератора
пропорциональна частоте вращения привода и при частоте генера-
тора 400 Гц составляет 5600 Гц. Принцип такого датчика основан
на сравнении периода синусоидального напряжения с эталонными
интервалами времени, соответствующими заданной частоте.
Формирователь прямоугольных импульсов преобразует сину-
соидальный ток в последовательность прямоугольных импульсов
с длительностью, равной половине периода синусоидального напря-
жения (рис. 11.9). С выхода формирователя прямоугольные им-
пульсы поступают на триггер, осуществляющий деление частоты и
формирующий прямоугольные импульсы с длительностью, равной
периоду синусоидального напряжения. Сигналы с делителя часто-
ты поступают в схему сравнения с эталонными импульсами от
одновибраторов.
8* 227
Блок измерения фиксирует четыре уровня частоты: бо-
лее 420 Гц (/maxi — ft); менее 380 Гц (fmin 1 — f |); более
475 Гц (/max 2 —Ш); менее 335 Гц (fmln 2—/||), поэтому схема
содержит четыре одновибратора ОВ1—ОВ4.
Допустим, что частота вращения привода f = /н. Сигналом
логической «1» на выходе делителя частоты запускается одновиб-
ратор ОВ1. Параметры одновибратора подобраны так, что время, в
течение которого на его выходе присутствует логический «0», со-
ответствует периоду 7\ — l/fmax i (рис. 11.9, а). При изменении на
выходе одновибратора ОВ1 логического сигнала с «0» на «1» за-
пускается одновибратор ОВЗ. Время Т2, в течение которого на его
выходе присутствует логический «0», выбрано так, что Тх + Т2 =
“ l/fmln 1- __
Инверсированный сигнал £/овз с выхода одновибратора ОВЗ
имеет вид прямоугольников, середины которых при номинальной
частоте вращения привода совпадают с задним фронтом прямо-
угольных импульсов с выхода делителя частоты, а длительность со-
ответствует интервалу (/И)-' Т’г =/тип—fmaxi- Этот сигнал с
выхода одновибратора ОВЗ поступает на управляющий вход, а
сигнал от делителя частоты — на дифференцирующий вход диф-
ференциатора Д1. На управляющий вход Д2 подается сигнал не-
посредственно с выхода ОВЗ, а на дифференцирующий — от дели-
теля частоты. Дифференциатор при наличии на его управляющем
входе «1» при переходе на дифференцирующем входе сигнала с «1»
на «0» создает на выходе кратковременный сигнал UД1 логического
«0». При этом на выходе дифференциатора Д2 все время поддержи-
вается сигнал Uд2, равный «1».
При отклонении частоты вращения от номинального значения
(f > /maxi) задний фронт импульсов с делителя частоты не совпа-
дает по времени с сигналом логической «1» на инверсном выходе
одновибратора ОВЗ, и на выходе дифференциатора Д1 постоянно
поддерживается сигнал «1» (рис. 11.9, б). На выходе дифференциа-
тора Д2 при этом периодически появляется сигнал логического?
«0». Сигнал с выхода дифференциатора Д1 поступает на вход S-ин-
версного R — S триггера, а с выхода Д2 на его Я-вход. Функциони-
рование инверсного /? — S триггера определяется таблицей пере-
ходов (табл. 11.2).
Таблица 11.2
<?п ^n+i <?п ^п+1
S.n Sn
0 1 1 1 1 Qn
1 0 0 0 0 Запрещенная комбинация
228
Таким образом, если частота вращения привода находится в пре-
делах /min <Z f <Z /maxi. ТО ЗЗДНИЙ фрОНТ ИМПуЛЬСЗ, ПОСТуПЗЮЩегО ОТ
делителя чзстоты, совпздзет по времени с сигнзлом логической «1»
в интервзле Т2 и нз прямом выходе Q R — S триггерз устзнзвливз-
ется «1», а на выходе Q — «О». При отклонениях частоты за допусти-
мые пределы (/ > /maXi или / < /mini) задний фронт импульсов от
делителя частоты не совпадает по времени с логической «1» на ин-
версном выходе ОВЗ, поэтому на выходе дифференциатора Д1 по-
стоянно фиксируется сигнал «1», на выходе Д2 периодически появ-
ляется сигнал «О» (рис. 11.9, в).
Первое появление логического «О» на 7?-входе инверсного R —
S триггера приводит к переключению триггера: на выходе фикси-
руется сигнал «О», а на Q — «1». Это означает, что частота отклони-
лась за границы допуска (/It).
Сигнал неисправности вида Hf j f в соответствии с формулой (11.9)
формируется также схемой, представленной на рис. 11.8 (сигналы
«обнуления» на схеме не показаны). При наличии сигнала «О» на
выходе Q инверсного 7? — S триггера запускается реле времени,
с выхода которого сигнал /7/| f после усиления до напряжения 27 В
поступает на исполнительные органы блока защиты. Роль памяти
выполняет элемент «ИЛИ—НЕ», на вход которого поступают ин-
версные сигналы и /jf.,
Для формирования сигналов /ft и /| | используется тот же
принцип, что и для образования сигнала /| f. Одновибраторы гене-
рируют прямоугольные импульсы, задний фронт которых отстоит от
момента запуска, т. е. от переднего фронта сигнала с выхода дели-
теля частоты, на время, соответствующее периоду частоты =
1//тах 2, а передний — на время Т[ — 1//тш 2, т. е. периоду
частоты (/||).
Соответствующие дифференциаторы и инверсный /?-S триггер
формируют сигнал или в соответствии с формулами
(11.10) и (11.11).
11.4. Защита генераторов и их фидеров
от коротких замыканий
При коротком замыкании в цепи якоря генератора или его фидере
генератор должен отключаться от сети. Питание точки к з. пре-
кращается без выдержки времени. Время срабатывания защиты не
должно превышать 80 мс с момента возникновения к. з. Выполнить
такую защиту, используя принципы построения максимально-токо-
вых защит, на основе которых построена защита распределитель-
ных сетей, практически невозможно, так как при этом выдержка
времени срабатывания защиты от к. з. на фидере должна быть но
условиям селективности больше наибольшей из выдержек времени
8в Зак. 2261 2 29
Рис. 11.10. Принципиальные схемы продольной дифференциальной
защиты:
а — с циркулирующими токами; б — с уравновешенными напряжениями
срабатывания защиты сети от к. з. Поэтому для защиты генераторов
и их фидеров от к. з. используют продольную дифференциальную
защиту, быстро отключающую генератор при возникновении к. з.
в зоне защиты и в то же время обладающую селективностью, так
как она не реагирует на к. з. вне этой зоны.
Принцип действия продольной дифференциальной защиты ос-
нован на сравнении значений и фаз токов в начале и конце защи-
щенного участка (зона защиты). Используют два вида принципи-
ально различных схем продольной дифференциальной защиты: с
циркулирующими точками (рис. 11.10, а) и с уравновешенными
напряжениями (рис. 11.10, б). В начале и конце зоны защиты в каж-
дую фазу включены трансформаторы тока. В схеме с циркулирую-
щими токами вторичные обмотки трансформаторов соединяются
так, чтобы при нормальной работе генератора и к. з. вне защищае-
мой зоны их э.д.с. были направлены согласно, а токи в соедини-
тельных проводах имели одинаковое направление. Измерительное
устройство (реле КГ) включено параллельно вторичным обмоткам
трансформатора, и ток в обмотке реле пропорционален току неба-
ланса /нб — геометрической разности токов во вторичных обмот-
ках трансформаторов: /Нб = Л — Л- Ток небаланса возникает
главным образом вследствие неидентичности характеристик намаг-
ничивания трансформаторов.
Для обеспечения селективности защиты при внешних к. з. ток
срабатывания реле дифференциальной защиты должен превышать
максимальное значение выпрямленного тока небаланса. При к. з.
в зоне защиты первичные токи направлены навстречу другу другу
(при одиночной работе генератора ток /2 = 0), а ток через реле про-
порционален сумме токов, притекающих к месту к. з. Под влиянием
этого тока реле срабатывает, воздействуя на исполнительные уст-
ройства защиты.
230
Основной недостаток схем продольной дифференциальной защи-
ты с циркулирующими токами состоит в том, что обрывы их вто-
ричных цепей приводят к ложному срабатыванию защиты. Они по-
лучили широкое распространение для защиты наземных линий бла-
годаря тому, что режим к. з. в котором в этих схемах работают транс-
форматоры тока, благоприятно сказывается на их характеристиках.
В авиационных системах электроснабжения используют схемы
продольной Дифференциальной защиты с уравновешанными напря-
жениями. Вторичные обмотки трансформаторов (см. рис. 11.10, б)
соединяются так, чтобы в нормальных режимах и при к. з. вне зоны
защиты их э. д. с. были направлены встречно. Реле включают по-
следовательно в цепь соединительных проводов. При этом резуль-
тирующая э.д.с.
£рез — Ёу — Ё2 = 0,
где Ег — э. д. с., наведенная во вторичной обмотке трансформатора тока
Т1\ Ё2 — то же в трансформаторе Т2.
По вторичным обмоткам трансформатора и через реле ток не
протекает. Практически погрешности трансформаторов тока нару-
шают баланс вторичных э.д.с. и вызывают э.д.с. небаланса
£Нб = — -^2» П°Д воздействием которой так же, как и в схеме с
циркулирующими токами, появляется ток небаланса. Так как
трансформаторы тока работают в режиме холостого хода, то ток не-
баланса в основном определяется различием значений индукций
остаточного намагничивания в сердечниках трансформаторов. Сле-
дует отметить, что в режиме холостого хода сталь магнитоприводов
трансформаторов тока нагревается сильнее, чем в режиме к. з.
При к. з. в зоне защиты вторичные э. д. с. складываются, и под
действием результирующей — ЁА + Ё2 возникает ток, вызы-
вающий срабатывание реле /</. Реле Л/воздействует на управляю-
щие устройства, необратимо отключающие генератор от сети и вклю-
чающие автомат гашения поля.
В дифференциальной защите трехфазного генератора и его фиде-
ра (рис. 11.11) трансформаторы тока Т1 — ТЗ, как правило встраи-
ваются в корпус генератора. Трансформаторы тока Т4—Тб и вы-
прямители VD1—VD3 компонуются вместе в виде блока трансфор-
маторов тока. При возникновении к. з. в зоне защиты срабатыва-
ет реле Л7, включающее промежуточное реле /С?, которое одной
парой своих контактов самоблокируется, а другой отключает цепь
питания контактора К включения генератора в сеть и включает
автомат гашения поля (на рис. 11.11 он не показан).
Схема измерительного устройства (рис. 11.12) состоит из усили-
теля А, который выполняет функции компаратора и транзисто-
ров VT/ и VT2. Резистор R1 является сопротивлением нагрузки
трансформаторов тока. Резисторы R4 и R5 ограничивают входные
токи усилителя, а диоды VD1 —VD2 — входной сигнал. Делитель
8в* 23I
напряжения на резисторах R6 и R7 образует искусственную общую
точку. С помощью резистора R8 задается порог срабатывания уси-
лителя.
При отсутствии к. з. в зоне защиты потенциал входа б схемы
рис. 11.12 больше потенциала входа а. Напряжение на выходе
усилителя таково, что транзисторы VT1 и VT2 закрыты и с коллек-
тора VT2 снимается сигнал, соответствующий логической «1». С
возникновением к. з. в зоне защиты на резисторе R1 появляется на-
пряжение, потенциал входа а становится больше потенциала вхо-
да б, напряжение на выходе усилителя уменьшается, транзистор
VT1 открывается и конденсатор С1 заряжается через резистор R10.
Вследствие этого увеличивается потенциал базы транзистора VT2, и
он также открывается. Резистор R13 выполняет функции положи-
тельной обратной связи, введение которой позволяет получить ре-
лейную характеристику усилителя на VT1 и VT2. При открытом
транзисторе VT2 с его коллектора снимается сигнал логического «О».
При однофазном к. з. на резисторе R1 напряжение имеет вид
однополупериодного выпрямленного напряжения. В те полуперио-
ды, когда напряжение на входе отсутствует, транзистор VT2 под-
держивается в открытом состоянии, так как происходит разряд кон-
денсатора С1 через резисторы R11 и R12. Таким образом, при к. з.
в зоне защиты с коллектора транзистора VT2 непрерывно снимается
сигнал, эквивалентный логическому «О». После инвертирования
этот сигнал поступает в логическую часть схемы, работа которой оп-
ределяется формулой
Н (КЗ) = 1/в.г (КЗ) V К (КЗ) О] (Вк.н V Вк).
Сигнал неисправности типа Н (КЗ) образуется при условиях:
выключатель генератора в положении «Включено» (Вк я) или «Конт-
Рис. 11.11. Принципиальная схема продольной дифференциальной защиты с
уравновешенными напряжениями трехфазного генератора
232
Q + 1Z.6B
О +5B
Рис. 11.12. Измерительное устройство защиты от коротких замыканий
роль» (Вк), генератор возбужден (/в.г); появился сигнал КЗ. Вто-
рое слагаемое формулы Н (КЗ) О указывает, что прошедший сиг-
нал Н (КЗ) запоминается при отсутствии «обнуления». Сигнал на
отключение генератора без выдержки времени поступает через ячей-
ку «ИЛИ», логически суммирующую все виды неисправностей, на
усилитель и исполнительные устройства защиты, отключающие ге-
нератор и включающие гашения поля.
11.5. Защита от обрыва фаз и несимметрии фазных напряжений
В системах электроснабжения предусмотрена защита от обрыва
фазы трехфазного фидера генератора переменного тока, отключаю-
щая генератор без выдержки времени от бортовой сети. В качестве
такой защиты может быть использована и защита от несимметрии
фазных напряжений (рис. 11.13), отключающая генератор при на-
личии несимметрии, превышающей 15—25 В, с выдержкой времени
3—4 с.
Функционирование защиты описывается формулой
И bU^(fB,r д и V Н А V 0)3с (Вк.н V Вк),
где H&U —неисправность по несимметрии фазных напряжений; /в>г —сиг-
нал о наличии возбуждения генератора; Кп.Рб к — сигнал об отсутствии парал-
лельной работы генераторов; AL/ — сигнал о наличии несимметрии напряже-
ний; Вк.н и Вк — сигналы о включении выключателя генератора соответст-
венно в положение «Генератор включен» и «Контроль».
Второе слагаемое формулы H\UO указывает, что сигнал H&U
запоминается при отсутствии «обнуления». На вход измерительного
233
Рис. 11.13. Принципиальная схема защиты от несимметрии фазных напря-
жений
устройства со вторичных обмоток трансформаторов Т1—ТЗ, сред-
ние точки которых объединены, подводятся напряжения, пропор-
циональные линейным напряжениям. Каждое из этих напряжений
выпрямляется двухполупериодными выпрямителями VD1 и VD2,
VD3 и VD4, VD5 и VD6 и сглаживается Г-образным фильтром.
Конденсаторы С1—СЗ при таком включении заряжаются до напря-
жений, пропорциональных фазным напряжениям, которые сопо-
ставляются с помощью диодной матрицы на диодах VD7—VD12.
При симметрии или отсутствии входных напряжений потенциа-
лы точек а, б, с одинаковы. Транзисторы VT2 и VT3 открыты, а
VT1 закрыт, так как база транзистора VT2 связана через резистор
R13 с общей минусовой точкой.
При разбалансе фазных напряжений через резисторы R8 и R7
будет протекать ток, и вследствие падения напряжения на резисто-
ре R8 потенциал базы транзистора VT1 изменится. При раз-
балансе напряжений, превышающем допустимые пределы, тран-.
зистор VT1 открывается, а транзисторы VT2 и VT3 закрываются.
С коллектора транзистора VT3 снимается сигнал логической «1»
свидетельствующий о возникновении несимметрии напряжений
\U. Этот сигнал используется вместе с другими сигналами для
включения реле времени и формирования сигнала H&U. После уси-
ления сигнал HMJ воздействует на исполнительные устройства
защиты.
11.6. Защита от небаланса полного тока
При параллельной работе генераторов переменного тока пред-
усматривается защита от небаланса полного тока, поскольку нали-
чие рассогласования полных токов, отдаваемых генераторами, яв-
234
ляется наиболее универсальным признаком, свидетельствующим о
возникновении неисправностей в параллельной работе.
Защита от небаланса полного тока при параллельной работе ге-
нераторов описывается формулой
И А 7 = [(А 1 V Н А /)ТО]6С>
где А/ — сигнал о возникновении небаланса полного тока; То — сигнал, фор-
мирующий начальную выдержку времени срабатывания защиты при включе-
нии генераторов на параллельную работу для исключения влияния переход-
ных процессов.
Защита отключает генератор с неисправной системой распре-
деления активных или реактивных нагрузок для предотвращения
ненормальных режимов работы системы, при которых не создаются
отклонения частоты или напряжения, достаточные для срабатыва-
ния соответствующих видов защиты, но приводящие к возникнове-
нию длительных недопустимых режимов работы: перегрузке какого-
либо из генераторов или их несинхронной работе.
Защита от небаланса полного тока реагирует на абсолютное
значение разности полного тока генератора и среднего значения
полного тока параллельно работающих генераторов:
A =
Для получения значения, пропорционального вектору небаланса
полного тока А/, используют схему рис. 11.14. Трансформаторы
тока Т1, ..., Тп устанавливают в фазных проводах всех работаю-
щих генераторов. При включении
боту контакты, шунтирующие
резисторы R1, Rn, размы-
каются. Ток А7/ создает на ре-
зисторе Ri падение напряжения,
которое после выпрямления и
фильтрации используется для
формирования сигнала HAI.
Когда ток А/ превышает
установленное значение, вклю-
чается реле выдержки времени
и по истечении заданного ин-
тервала по сигналу ЯА/ сраба-
тывает защита по небалансу
полного тока: генератор отклю-
чается от шин параллельной ра-
боты без какого-либо воздей-
ствия на системы регулирования
напряжения и частоты. При этом
если срабатывание защиты было
вызвано неисправностью сис-
генератора на параллельную ра-
Рис. 11.14. Принципиальная схема за-
щиты по небалансу полного тока
235
тем распределения активной и реактивной мощностей, то генератор,
отключенный от шин параллельной работы, продолжает работать,
обеспечивая электрической энергией необходимого качества по-
требителей, подключенных к его шинам. Если срабатывание защиты
по небалансу полного тока было вызвано другими причинами, то
генератор будет отключен полностью соответствующей защитой по
отклонению напряжения или частоты за допустимые пределы.
В схемах защиты на бесконтактных элементах (рис. 11.15) сигнал
Ri&Ii с резисторов, включенных в уравнительные цепи, поступа-
ет на выпрямитель VD1—VD4 и через Г-образный фильтр (7?/, С1) —
на базу транзистора VT1. Если разность токов отсутствует, то от-
крыты транзисторы VT2 и VT3 вследствие несимметрии, введенной с
помощью резистора R6. При наличии сигнала А/, превышающего
допустимое значение, падение напряжения от входного сигнала на
резисторе R2 открывает транзистор VT1. При этом транзисторы VT2
и VT3 закрываются, и с коллектора транзистора VT3 снимается
сигнал логической «1», который, свидетельствуя о недопустимом
разбалансе токов, используется для формирования сигнала НМ.
При параллельной работе нескольких генераторов значение не-
баланса токов А/, ср, при котором должна срабатывать защита по
небалансу полного тока, выбирается исходя из следующих сообра-
жений:
значение небаланса тока А/г ср должно быть больше, чем наи-
большее установившееся значение тока небаланса при исправной
системе распределения активной и реактивной нагрузок;
значение А/г ср должно быть меньше минимального значения
небаланса полного тока генератора неисправного канала при уста-
новившемся асинхронном ходе генератора, возникающем из-за
потери возбуждения.
Для генераторов мощностью 40 кВ • А ток небаланса А/г ср ~
~ 30 А.
Рис. 11.15. Принципиальная схема защиты по небалансу полного тока на бес-
контактных элементах
236
Сигналы с выходов логических элементов всех рассмотренных
схем защиты подаются на логическую ячейку «ИЛИ», усилитель и
контактор, отключающий генератор от параллельной работы и бор-
товой сети. Нагрузка автоматически переключается на исправный
генератор.
Вопросы для самоконтроля
1. Зачем нужна выдержка времени в защите от перенапряжений?
2. Каково назначение дискриминаторов в защитах от изменения и часто-
ты?
3. Почему измерительный орган защиты от перенапряжения (АЗП) под-
ключается не к зажимам генератора, а к обмотке возбуждения?
4. Что называется токами небаланса дифференциально-токовой защиты?
5. Для чего защиты в СЭС выполняют необратимыми?
6. Как выполнен измерительный орган защиты от несимметрии напряже-
ний фаз?
ГЛАВА 12
СИСТЕМЫ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ И ИХ ЗАЩИТА
12.1. Классификация систем
Под системой распределения понимают совокупность устройств,
используемых при передаче электрической энергии от систем гене-
рирования или преобразования к приемникам.
В состав системы распределения входят: силовые и информаци-
онные сети; коммутационная аппаратура; аппаратура защиты сети;
приборы контроля качества электрической энергии (вольтметры,
амперметры, герцметры и т. п.); монтажно-установочное обору-
дование (сетевые и штепсельные разъемы, распределительные уст-
ройства и т. п.). Кроме того, к системе распределения относят уст-
ройства, предназначенные для уменьшения помех работе радио-
технического и приборного оборудования, создаваемых системой
электроснабжения (фильтры, металлизация, электростатические
стекатели и т. п.).
Силовая сеть предназначена для передачи электрической энер-
гии приемникам и включает: центральные распределительные уст-
ройства (ЦРУ), которые получают питание через фидеры от источ-
ников электрической энергии; распределительные устройства (РУ)
которые питаются от ЦРУ и служат для питания групп приемников,
провода, связывающие ЦРУ и РУ между собой и подводящие энер-
гию от ЦРУ и РУ к приемникам. Информационная сеть служит для
237
ЦРУ
1 ? 9 9 1
Рис. 12.1. Принципи-
альная схема центра-
лизованной системы
распределения
Рис. 12.2. Принципиальная схе-
ма децентрализованной систе-
мы распределения
передачи сигналов управления бортовым оборудованием воздуш-
ного судна, а также для передачи информационных сигналов, ха-
рактеризующих состояние этого оборудования (например, уровни
напряжений и токов в бортовых сетях, индикация включенного или
выключенного состояния агрегата и т. п.).
Общая протяженность электрических сетей на ВС может дости-
гать нескольких сотен километров, а их масса — нескольких тонн.
По способу подключения источников к ЦРУ системы распреде-
ления электрической энергии принято подразделять на централи-
зованные и децентрализованные. В централизованных системах
(рис. 12.1) все источники подключаются к шинам ЦРУ, от которог»
электрическая энергия распределяется по потребителям. Такие
системы в настоящее время используются только на учебных ВС,
ВС сельскохозяйственной и спортивной авиации, имеющих один
двигатель. Основной недостаток таких систем состоит в том, что
при к. з. на шинах ЦРУ прекращается питание всех потребителей.
В децентрализованных системах распределения (рис. 12.2) каж:
дый источник подключается к своему ЦРУ, а от него энергия пере-
дается на РУ и далее к приемникам. Для повышения живучести
системы электроснабжения ЦРУ обычно соединяются между собой
через аппараты защиты или с помощью переключающих контакто-
ров. В такой системе отказ канала генерирования не приводит к
обесточиванию его ЦРУ и поэтому все приемники будут получать
питание. В случае возникновения к. з. на ЦРУ другие ЦРУ будут со-
хранять свою работоспособность. Поэтому децентрализованные сис-
темы получим широкое распространение на ВС.
Электрические сети ВС классифицируют по назначению, кон-
фигурации, электрическим параметрам распределяемой электричес-
кой энергии (род тока, напряжение) и техническому исполнению.
Электрическую сеть в зависимости от назначения ее отдельных
участков подразделяют на питательную, первичную и вторичную
распределительные сети. Питательная сеть — часть электричес-
кой сети, передающая энергию от источников энергии до ЦРУ,
включающая фидеры источников энергии, линии резервирования
питания шин ЦРУ и линии, соединяющие генераторы при парал-
лельной работе. Первичная распределительная сеть — часть сети,
связывающая распределенное устройство (РУ) с ЦРУ, включающая
также линии резервирования питания РУ. Вторичная распредели-
тельная сеть — часть сети, обеспечивающая питание потребителей
электрической энергии непосредственно от РУ, а иногда и ЦРУ.
Если приемники электрической энергии питаются непосредст-
вен© от ЦРУ, то такая распределительная сеть называется одно-
ступенчатой. В большинстве случаев, для того чтобы снизить мас-
су проводов, приемники подключаются не непосредственно к ЦРУ,
а к групповому РУ. Такую распределительную сеть называют мно-
гоступенчатой.
Конфигурация электрической сети (способ соединения РУ и
ЦРУ) во многом определяет живучесть системы электроснабжения.
По способам соединения РУ и ЦРУ сети разделяют на разомкнутые
и замкнутые. Разомкнутой сетью называют сеть, в которой каждое
РУ как при нормальной работе системы электроснабжения, так и
при отказах получает питание только от одного ЦРУ (РУ подклю-
чаются в другому ЦРУ). В свою очередь разомкнутые сети делятся
на радиальные, магистральные и смешанные. В разомкнутых
радиальных сетях все РУ подключаются к ЦРУ параллельно
(рис. 12.3, а). В таких сетях легко достигается селективность за-
щиты, резервирование и автоматизация контроля их состояния.
Простота монтажа и эксплуатации способствует их широкому при-
менению на небольших ВС. При отсутствии резервирования без-
отказность такой сети определяется безотказностью ЦРУ. Отказ од-
ного РУ не влияет на работу других.
Разомкнутые магистральные сети характеризуются тем, что в
них отдельные РУ соединяются последовательно (рис. 12.3, б). В
таких сетях труднее осуществить селективность защиты и резерви-
рование. Напряжение на шинах РУ различно, изменение нагрузки
Рис. 12.3. Принципиальные схемы разомкнутых электрических сетей:
а — радиальная; б — магистральная
239
Рис. 12.4. Примеры ис-
полнения замкнутых
электрических сетей:
а — кольцевая сеть с пита-
нием от двух источников;
б — многозамкнутая распре-
делительная сеть
одного РУ оказывает влияние на напряжение на шинах всех ос-
тальных РУ. Безотказность магистральной сети ниже, чем ради-,
альной, так как отказы одного РУ влияют на работу всех остальных.
В смешанных сетях РУ подключаются к ЦРУ как параллельно, так
и последовательно: РУ потребителей большой мощности и потреби-
телей, работа которых влияет на безопасность полета, соединяются
по радиальной схеме, а менее ответственных потребителей — по
магистральной. Разомкнутые сети чаще всего применяются в сис-
темах электроснабжения переменного тока.
Замкнутой называется сеть, в которой РУ получают питание по
крайней мере от двух линий (рис. 12.4). Основное достоинство
замкнутых сетей то, что при обрывах или к. з. одной из питающих
линий и при условии, что защита действует селективно, распреде-
лительное устройство, а вместе с ним и его приемники будут полу-
чать питание по оставшимся неповрежденным линиям. К недостат-
кам замкнутых сетей следует отнести большую массу по сравнению
с разомкнутыми и трудности, возникающие при их расчете и обес-
240
печении селективности защиты. Замкнутые сети получили распро-
странение в системах постоянного тока, поскольку в таких системах
генераторы работают, как правило, параллельно.
По параметрам распределяемой электрической энергии (род тока
и номинальное напряжение) классификация сетей соответствует
классификации систем электроснабжения. В первичных системах
электроснабжения используют сети трехфазного переменного тока
напряжением 200/115 В, постоянной частоты 400 Гц и сети постоян-
ного трка низкого напряжения 27 В, во вторичных системах — в
основном сети трех-и однофазного переменного тока (36 и 115 В) и
сети постоянного тока 27 В. В системах электроснабжения пере-
менного тока напряжением 200/115 В переменной частоты исполь-
зуются такие же сети, как и в системах с постоянной частотой
400 Гц. В связи с тенденциями развития систем электроснабжения
следует учитывать и возможность появления сетей переменного
тока напряжением 400/230 В, частотой 400 Гц и сетей постоянного
тока напряжением 230—300 В.
По числу проводов электрические сети постоянного или одно-
фазного переменного токов могут быть двух- или однопроводными,
когда в качестве второго (минусового) провода используется кор-
пус ВС. В трехфазных системах могут использоваться четырех-
или трехпроводные сети. В трехпроводных сетях в качестве четвер-
того провода (нейтрали) используется корпус ВС. Однопроводная
сеть по сравнению с двухпроводной легче на 30—40 %, и поэтому
она в основном применяется в системах электроснабжения. К до-
стоинствам двухпроводной сети следует отнести большую электро-
безопасность и большую помехозащищенность, так как в двухпро-
водной линии, выполненной в виде витой пары, э. д. с., наводимые
от внешних полей, взаимно компенсируются. Следовательно, сама
такая линия обладает меньшей излучающей способностью, что
важно для обеспечения электромагнитной совместимости радио-
электронного и авиационного оборудования.
Трехфазная сеть с нейтралью, соединенной с металлическим
корпусом ВС, позволяет включать потребителей как на фазное
(115 В), так и на линейное (200 В) напряжение. Кроме того, такая
система менее опасна для членов экипажа, так как между любым
проводом и корпусом будет фазное, а не линейное напряжение.
К системе распределения электрической энергии предъявляются
следующие требования: обеспечение надежного электропитания
приемников; передача электрической энергии от источников к при-
емникам с потерями, не превышающими допустимых значений;
минимальная масса системы; обеспечение защиты авиационного и
радиоэлектронного оборудования от помех, обусловленных работой
электрооборудования или стеканием электростатических зарядов.
Для повышения надежности системы распределения соответ-
ствующим образом выбирается конфигурация сети с резервирова-
нием ее отдельных элементов, в частности систему распределения
241
разбивают не менее чем на две независимые подсистемы, каждая
из которых питается от отдельных источников. Предусматривается
питание ЦРУ от других каналов генерирования, для чего в систему
вводят переключающие контакторы, которые управляются автома-
тически по командам блока БЗУ. Подобным образом резервируется
питание шин РУ. С этой целью используют блоки коммутации шин
(БКМШ). Для надежного электропитания отдельные цепи могут
разделяться на три или даже четыре параллельные линии, снабжен-
ные на концах аппаратами защиты. Для обеспечения безопасной
посадки в случае отказа всех каналов генерирования в системах
электроснабжения предусмотрены аварийные шины, к которым под-
ключены жизненно важные приемники и аккумуляторные батареи.
12.2. Провода системы распределения
и методы расчета электрических сетей
Условиями работы бортовой электрической сети определяются
те повышенные требования, которые предъявляются к бортовым
проводам: минимальное удельное сопротивление и высокая ди-
электрическая и механическая прочность; стойкость к воздействию
авиационных топлив и масел; теплостойкость и обеспечение само-
затухаемости для предотвращения развития пожара; при термичес-
кой перегрузке изоляция не должна выделять токсичных веществ;
минимальная масса.
Авиационные провода изготавливаются многожильными из
медных или алюминиевых проволок, что обеспечивает им необхо-
димую гибкость. Для защиты от коррозии медные жилы покрывают
оловом, серебром, никелем или нержавеющей сталью. Оловяное по-
крытие допускает температуру провода до 150 °C, серебряное —
до 200 °C, никелевое — до 300 °C. При температурах свыше 300 °C
используют нержавеющую сталь. Медные провода имеют сечение
0,35 — 95 мм2. Провода сечением более 95 мм2 не применяются из-за
трудности их монтажа, а провода сечением менее 0,35 мм2 — из-за
их малой механической прочности. В последние годы начали при-
менять провода с упрочненными жилами сечением 0,2 мм2. Алю-
миниевые провода пока применяют только больших сечений — 35,
50, 70 и 95 мм2, что объясняется главным образом их недостаточ-
ной прочностью. Алюминиевые провода больших сечений обеспечи-
вают почти двукратный выигрыш в массе по сравнению с медными.
В электрических сетях ВС используют медные провода марок
БПВЛ, ПТЛ и БИН. Провода БПВЛ имеют поливинилхлоридную
изоляцию в лакированной оплетке из хлопчатобумажной ткани, до-
пускающую максимальный нагрев при продолжительной нагрузке
до 90 °C. Провода ПТЛ-200 и ПТЛ-250 с теплостойкой изоляцией из
фторопласта в оплетке из стекловолокна, пропитанного кремний-
органическим лаком, допускают нагрев до 200—250 °C.
242
SH БИН (бортовой износоустойчивый нагревостойкий) име-
ько слоев изоляции и оплеток из фторопласта и стекло-
•верхность провода лакируется и подвергается термообра-
гоящее время на ВС начинают применять новые облегчен-
на типов БПДО, БИФ и БФС. В этих проводах использу-
из медного сплава БрХЦрК, который имеет удельное со-
зие на 10 % больше, чем медь, но при этом обладает &
)льшей прочностью на разрыв. При малых сечениях эти
[меют на 10—30 % меньше удельную массу и обеспечивают
«бы электрической сети до 30 000 л. ч.
(бортовой провод с полиамидно-фторопластовой изоля-
ачестве изоляции используют полиамидную пленку с фто-
зым покрытием и последующей обработкой. Антикоррози-
срытие жилы из серебра. Допустимая температура нагрева
ровод выпускается сечением 0,2—6 мм2. БПДО (бортовой
провод £ двойной изоляцией облегченный) — провод, у которого
первым слоем изоляции служит негорючий полиэтилен, поверх ко-
торого наложена изоляция из фторопласта. Рабочий диапазон тем-
ператур от —60 до +Ю5 °C. Шкала сечений 0,2—95 мм2.
БФС — провод, изоляция которого выполнена из чередующих-
ся слоев фторопластовых лент и стеклонитей. Для придания моно-
литности она подвергается термообработке. Провод предназначен
для работы в температурном диапазоне 60—250 °C. Если провод по
условиям эксплуатации может подвергаться многократным изгибам
(например, прокладка на шасси), применяют провод повышенной
гибкости, имеющий большое число тонких жил (БПГРЛ). Для за-
щиты от электромагнитных помех поверх изоляции провода может
накладываться экранирующая оплетка из медных проволок. Такие
провода имеют в маркировке букву Э, например БПВЛЭ, ПТЛЭ,
БПДОЭ, БИФЭ и т. п.
Алюминиевые провода имеют в маркировке букву А (БПВЛА,
ПТЛА) и применяются для прокладки питательных сетей. Для них
характерна меньшая кратковременная токовая нагрузка. Концы
проводов заделываются в наконечники или припаиваются к штеп-
сельным разъемам. Заделы осуществляются пайкой или обжатием.
Для пайки используют ультразвуковой способ.
Для удобства монтажа электрические провода группируют в
жгуты, которые обычно прокладывают в специальных коробках от-
крытого или закрытого исполнения. Жгуты обматывают лентами
из фторопласта или из других материалов и с помощью специальных
хомутов крепят к стенкам кабины или фюзеляжа.
Для обозначения принадлежности электропроводки к опреде-
ленным группам оборудования ее соответствующим образом марки-
руют. При цветовой маркировке в цепях питания постоянным током
красный цвет используется для плюсовых проводов, синий — для
минусовых. Для проводов цепей питания переменным трехфазным
243
Рис. 12.5. Перегрузочные характери-
стики проводов БПВЛ-при одиночной
прокладке проводов (v = 20°C)
(рис. 12.5) и БПВЛА снимают в
турах окружающей среды 20 и 1
температуре нагрева 90 °C. Дл5
током используют: для фазы А
желтый цвет, для фазы В зеле-
ный и для фазы С черный.;
Соответствие данного типа и
марки провода условиям эксп-
луатации устанавливаете^ по
перегрузочной характеристике,
представляющей собой зависи-
мость допустимого тока нагруз-
ки от времени его протекания
для данного значения темпера-
туры нагрева провода. Харак-
теристики снимают эксперимен-
тально при одиночной проклад-
ке проводов или в жгутах.
Перегрузочные характери-
стики проводов типов БПВЛ
наземных условиях при темпера-
0 °C и максимально допустимой
учета влияния высоты полета
при тех же значениях температуры окружающей среды значения
токов перегрузки надо умножить на 0,8. Аналогичные характери-
стики снимают и для других типов проводов.
Соединения многопроводных жгутов между собой или аппара-
турой чаще всего осуществляются с помощью зажимных колодок и
штепсельных разъемов (ШР). Штепсельные разъемы выпускают в
негерметичном и герметичном исполнениях. К негерметичным разъе-
мам относятся ШР, СШР (специальные), Р (приборные) и ШРН
(низковольтные). В герметичных разъемах в маркировке присут-
ствует буква Г (ШРГ, СШРГ, РГ, ШРНГ). Цифры, стоящие после
обозначения разъема указывают посадочный диаметр патрубка в
миллиметрах, далее следует буква, обозначающая вид патрубкам
П — прямой, У — угловой; затем цифры, указывающие число кон-
тактов; следующая буква указывает вид жгута, для которого пред-
назначен разъем: Н — неэкранированный, Э — экранированный;
затем следует буква, характеризующая тип контактов: Ш — шты-
ри, Г — гнезда (например, ШР60П47НГ). Меньшими габаритными
размерами обладают разъемы типов РМ и 2РМ (разъем малогаба-
ритный). Силовые провода соединяют с помощью болтов.
Критерии расчета электрических сетей. Масса электрической
сети, качество электроэнергии на клеммах приемников и эксплуата-
ционные расходы, связанные с системой распределения, в значи-
тельной мере зависят от правильности расчета электрической сети.
Цель расчета — выбор сечений проводов всех участков электричес-
кой сети исходя из условий приближения к оптимальному значению
требуемого критерия качества электрической сети. В качестве кри-
териев качества сети могут использоваться ее конструктивная или
244
почетная масса или другие технико-экономические показатели.
Расчет сечений проводов по любому из выбранных критериев про-г
видится с учетом следующих обязательных ограничений.
i Ц Нагрузка на провода (ток /) в заданных условиях прокладки
и при заданных воздействиях окружающей. среды не должна пре-
вышать значений /доп, определяемых допустимой температурой
изоляции проводов (/ < /доп). Для каждого типа проводов на ос-
нове экспериментальных исследований или тепловых расчетов со-
ставлены нормы допустимых нагрузок для различных режимов ра-
боты, условий прокладки и использования проводов. Для длитель-
ных режимов эти нормы задаются в виде таблиц, а для кратковре-
менный — в виде перегрузочных характеристик.
*2. Цотери напряжения на участках сети (разность напряжения в
точке регулирования и напряжение на клеммах любого из потре-
бителей) не должны превышать значений, заданных ГОСТ 19705—81:
АС/ < At/доп. В нормальных режимах 577Д7О <10 % Uн, ,
о8".'Селение проводов S не может быть меньше минимально
допустимого по условиям механической прочности: S > Smin.
На значение минимального сечения могут также накладываться
ограничения, вызванные необходимостью согласования характерис-
тик автоматов защиты с перегрузочной способностью провода. Рас-
чет сечений с выполнением всех перечисленных требований даже
для простых радиальных сетей представляет весьма сложную зада-
чу. Учитывая, что масса сети может составлять несколько тонн (на-
пример, масса сети самолета Ил-86 2400 кг), то даже относительно
небольшое ее снижение за счет оптимального проектирования мо-
жет дать весьма значительный эффект. Расчеты показывают, что
уменьшение массы оборудования пассажирского самолета на 1 кг
дает за время эксплуатации самолета экономию в 6000 руб.
Если в качестве критерия выбрана конструктивная масса, то
цель расчета сечений — выбор таких их значений, при которых кон-
структивная масса сети будет минимальна. Однако критерий конст*
руктивной массы, как уже отмечалось во введении, не учитывает
специфики работы электрических сетей в условиях ВС. Поэтому рас-
чет целесообразнее проводить по критерию полетной массы, так как
при этом, кроме конструктивной массы, учитывают массу топлива,
расходуемого на покрытие потерь в сети, массу топлива, необхо-
димую для транспортировки конструктивной массы, а также не-
которое увеличение массы планера и двигателя.
Полетная масса
Л4П- (1 4~У) Мо (1-j-Р) (1+ <7т.т т) С <7т.м
Л Рс / . т
т И т?т,т о
П V 2
где Мо — конструктивная масса сети; у — коэффициент, учитывающий увели-
чение масс планера и силовой установки, необходимых для транспортировки
дополнительных масс; б/т.т — коэффициент, учитывающий затраты топлива на
транспортировку единицы массы в единицу времени; 0 — коэффициент, рав-
245
ный отношению дополнительной массы генерирующей установки к конструк-
тивной массе сети; АРС — потери в сети; м — расход топлива на единиц^ ге-
нерируемой мощности в единицу времени; т — время полета ВС (время,/в те-
чение которого работает система электроснабжения); т] — к. п. д., характе-
ризующий преобразование энергии первичного двигателя в электрическую
энергию, необходимую для покрытия потерь энергии в сети. /
Для коммерческих самолетов и, в частности, для пассажирских
преобладающими являются экономические критерии качества функ-
ционирования систем. В качестве одного из таких показателей/пред-
ложено использовать критерий приведенных расчетных ватрат
Зр = С + р0К, который включает первоначальные капиталовло-
жения на сооружение сети К, нормативный коэффициент эффектив-
ности р0, себестоимость передачи электрической энергии Q. Себе-
стоимость передачи электрической энергии [
+ ^Вс.т”Ь ^с.у.т+ ^вс.с4"^с.у.с + Лс-[-£/о,
где Т — топливная составляющая себестоимости, которая определяется сто-
имостью топлива, расходуемого на покрытие потерь электрической энергии
в сети, топлива, необходимого на транспортировку самого топлива, сети и той
части несущей конструкции ВС, которая приходится на массу топлива и бор-
товой сети; А вс т, Лс.у.т —соответственно отчисления на амортизацию доли
несущей конструкции ВС и доли силовой установки, приходящихся на мас-
су топлива; А вс.с- Ас.у.с—соответственно отчисления на амортизацию доли
несущей конструкции ВС и доли силовой установки, приходящихся на мас-
су топлива; Дс — отчисления на амортизацию бортовой сети; Uo — еже-
годные расходы на обслуживание сети, включающие заработную плату об-
служивающего персонала, расходы на текущий ремонт и т. п.
Расчет электрической сети по данному критерию заключается в
выборе сечений проводов, при которых приведенные расчетные за-
траты получаются минимальными. Исходными данными для рас-
чета сечений проводов являются: конфигурация сети; номинальные
мощности потребителей, включенных в определенных точках сети,
и режимы их работы (продолжительный, кратковременный или по-
вторно-кратковременный); условия прокладки проводов (одиночные
провода или собранные в жгу-
Рис. 12.6. Участок сети переменного
тока
ты); воздействие окружающей
среды (температура окружаю-
щей среды, условия охлажде-
ния).
Участок электрической сети
(провод) длиной / в общем
случае обладает активным гл
и индуктивным хл сопротивле-
ниями (рис. 12.6, а), поэтому
векторы напряжений в начале
линии и ее конце U2 отли-
чаются по модулю и по фазе
за счет падения напряжения
246
Рис. 12.7. Зависимость активного
сотфотивления от поверхностного
эффекта (/ = 400 Гц)
Рис. 12.8. Соотношение активных и
индуктивных сопротивлений проводов
одноканальной линии (/ = 400 Гц)
на активном и индуктивном сопротивлениях линии при про-
текании по ней тока I (рис. 12.6, б). Геометрическую разность век-
торов напряжений в начале и конце линии (/Z) называют падением
напряжения в линии. Алгебраическую разность напряжений в на-
чале и конце линии называют потерей напряжения в линии (отре-
зок ob).
Характеристики приемников электрической энергии зависят от
значения подводимого к ним напряжения, поэтому при расчетах
электрических сетей учитывают только потерю напряжения. При
практических расчетах за потерю напряжения принимают проекцию
вектора /Z на ось вектора О2, т. е. отрезок ас. Тогда потеря напря-
женияс^^-=1Т(Гл^ + XjiSincp2)-, Погрешность в определении
потери напряжения в этом случае не превышает 0,5 %, что в боль-
шинстве случаев является допустимым.
Активное сопротивление проводов зависит от их длины и часто-
ты тока, поскольку вследствие поверхностного эффекта и эффекта
близости происходит вытеснение переменного тока к поверхности
жилы провода. Поэтому активное сопротивление провода, измерен-
ное на переменном токе, несколько больше его омического сопро-
тивления, измеренного на постоянном токе. Этот эффект проявля-
ется наиболее сильно при больших сечениях проводов (рис. 12.7),
где R= — соответственно активное и омическое сопротивление
провода. Кривая 1 соответствует проводу с медными жилами, кри-
вая 2 — с алюминиевыми.
Индуктивное сопротивление проводов зависит от длины сече-
ния и расстояния между проводами. Погонное индуктивное сопро-
тивление одного фазного провода трехфазной одноканальной линии
переменного тока частотой 400 Гц при плотной треугольной конфи-
гурации жгута составляет (0,544-1,05) 10~3 Ом/м. При больших
сечениях проводов индуктивное сопротивление больше активного
(рис. 12.8) и его обязательно следует учитывать при расчетах.
Для удобства расчета потерю напряжения в контактных соеди-
нениях (переходные сопротивления контактов контакторов и аппа-
247
*х ратов защиты) рассматривают
о—-——---------------------отдельно от потери напряжения
в проводе. При этом из доиус-
t1t гг тимой потери напряжения А(/доп
—j*- в линии вычитают общие йоте-
___2 ри напряжения в контактных
соединениях А(7К и потери на-
Рис. 12.9. Магистральная сеть посто- пряжения в обшивке самб лета
явного тока которая для однопровод-
ных систем является обратным
проводом. Значение сопротивления дюралевой обшивки для, одно-
фазной линии переменного тока принимается равной (0,06-?-0;1)10-3
Ом/м. Сечения проводов разомкнутой радиальной сети по потере
напряжения рассчитывают в следующей последовательности:
определяют допустимое значение потери напряжения только на
активном сопротивлении линии
Uцоп --= А ^доп —A UK — A UQ—хл sin ф I, (12.1)
предварительно ориентировочно выбрав сечение провода, чтобы за-
дать значение хл;
рассчитывают сечение провода S = (Zcos<p/y А£/дОП)Л где у —
удельная проводимость материала провода;
для ближайшего стандартного сечения провода SCT > S по
справочнику находят значение хл и проверяют сначала выполнение
условия (12.1), а затем и соотношений I < /доп, 5 > Smln.
Для постоянного тока
8 = (1!)/[у(Ьияоп-Ьик-Ьи0)]. (12.2)
Если сеть содержит несколько последовательных участков с
ответвлениями, то расчету по формуле (12.2) вначале предшествует
расчет оптимального в соответствии с выбранным критерием распре-
деления потерь напряжений между участками электрической се-
ти, при условии, что сумма этих потерь не превышает некоторого
максимального значения.
Расчет сети по минимуму конструктивной массы. Рассмотрим
расчет разомкнутой радиальной сети постоянного тока (рис. 12.9).
Допустим, что заданы токи, протекающие в ответвлениях /j и /2.
Пусть максимальная потеря напряжения на концах участков сети
не должна превышать величины А(7Д0П.
Объем проводящего материала всех участков
V — S1l1-]-S2 1ц"!~>$22/22,
где S1( S2, Sn, S22 — сечения участков линий.
Заданная потеря напряжения разделяется на две части:
А ^доп -- A A Uотв>
где At/, — потеря напряжения на участке /t; А(70ТВ — потеря напряжения
в ответвлениях на участках /21 и 12 4- /гг-
248
При этом предполагается, что потери напряжения для всех по-
требителей одинаковы: Л/7Отв = &Un = А(72 + А(722.
Сечение провода на участке
51 = [(Л Н-/2) Ш?А ис-
сечение провода на участке /п
= (/ 1^ц)/[у (A Upon A t/j)J;
на участках /2 и /22
s, = S„ 3= |/а (/,+ /„)]/[? (А t/дод- A t/j)].
Объем проводящего материала всех проводов
У
1 Г/1+/-2
т L аса
/ /2
'141
А t/доп — A U,
^а(^а + ^аа)2
А 4д0п— A Ur _
Условие минимума
дУ 1 (Л + ЛОА + AAi , МА + Аа)2
д(АС\) у A Uf (At/pon-AtA)2 (А(/Доп-А(Л)2
Отсюда следует:
Af/pon-A^ = 1 г а/ь + ЛПА+Щ.
А (А У (Л + Ш? ’
По найденному значению tsX)x нетрудно определить сечения про-
водов Sj, S2, Su, S22, соответствующие минимальному расходу про-
водящего материала. После выбора стандартных сечений проверяют
полученные значения по допустимым значениям токов Л < /с доп
и выполнение условия S{ > 5min.
Данный подход может быть использован и в случае, если сеть
содержит п последовательных участков. В этом случае падение на-
пряжения на i-м участке может быть найдено в результате ре-
шения следующих уравнений:
п
2' At/j=At/pOn;
Z=1
дУ дУ
д MJX ~~ д&ий
дУ
dbUn
В ряде случаев расчет сети ведется по экономически выгодной
плотности тока или по критерию экономической эффективности, в
котором учитываются не только потери напряжения в проводах,
но и расход топлива на покрытие потерь и затраты на эксплуата-
цию.
249
12.3. Максимальная токовая защита
На ВС в системах распределения преимущественное распростра-
нение получила максимальная токовая защита. Максимальная токо-
вая защита реагирует на превышение током в защищаемом участке
своего номинального значения. Ее основное назначение — защи-
та бортовой сети от последствий к. з. и токовых перегрузок. В ре-
зультате срабатывания защиты отключается поврежденный участок
сети от остальной части системы распределения, что обеспечивает
высокую живучесть системы. К аппаратам защиты, построенным по
этому принципу, относятся различные виды плавких предохрани-
телей и тепловые автоматы.
Основной характеристикой аппаратов максимальной токовой за-
щиты, на основе которой выбирают аппараты и оценивают эффек-
тивность их действия, является ампер-секундная характеристика,
т. е. зависимость времени срабатывания аппарата от тока. В соот-
ветствии с видом ампер-секундной характеристики максимальные
токовые аппараты защиты разделяют на аппараты с зависимой
характеристикой, у которых время срабатывания уменьшается с
увеличением тока перегрузки цепи (рис. 12.10, а), с независимой
характеристикой — время срабатывания не зависит от значения
тока (рис. 12.10, б) и с зависимой ампер-секундной характеристи-
кой с отсечкой по току (рис. 12.10, в).
Зависимой ампер-секундной характеристикой обладают плав-
кие предохранители и тепловые автоматы. Асимптота, к которой
стремится характеристика при уменьшении тока, отсекает на оси
абсцисс минимальный ток, при котором возможно срабатывание
аппарата защиты. Этот ток называется критическим током /кр.
На аппарате защиты указывается номинальный ток 1п, который
имеет меньшее значение, чем /к&У н =" кр^, где k — коэффициент
запаса. Коэффициент запаса позвЙЖТёТ~’ЙЗбёЖЗТБ“ ложного”сра-
батывания аппарата защиты вследствие возможных изменений ок-,
ружающих условий, например температуры. Зависимая ампер-се-
Рис. 12.10. Ампер-секундные характеристики максимальных защит
250
кундная характеристика обеспечивает высокое быстродействие за-
щиты при к. з., достаточную чувствительность к длительным то-
ковым перегрузкам, и в то же время аппарат защиты не будет сра-
батывать при кратковременных всплесках тока, вызванных нор-
мальными коммутационными процессами.
Аппараты защиты с независимой ампер-секундной характеристи-
кой (токовой отсечкой) обеспечивают защиту от к. з., но не обеспе-
чивают защиту от перегрузки, поэтому они устанавливаются в це-
пях, где отсутствуют токовые перегрузки. Для уменьшения вре-
мени срабатывания тепловых автоматов защиты при к. з. в них пред-
усмотрена токовая отсечка, которая срабатывает, если ток во много
раз превышает номинальное значение. Такие автоматы обеспечи-
вают защиту сети при токовых перегрузках.
Основной недостаток аппаратов защиты с токовой отсечкой —
трудность обеспечения их селективной работы при к. з. Наиболее
простыми и дешевыми аппаратами защиты электрической сети явля-
ются предохранители.
Предохранители представляют собой короткий проводник (плав-
кую вставку), заключенный в арматуру, который плавится и раз-
рывает цепь при токе, превышающем критическое значение. Пред-
охранители являются аппаратами защиты одноразового действия.
На ВС используют плавкие (ПВ, СП, ПМ), тугоплавкие (ТП) и
инерционно-плавкие предохранители (ИП). Предохранители типов
СП, ПВ имеют стеклянные корпуса и выпускаются на токи до 40 А.
В качестве плавкой вставки используют материалы, слабо подвер-
женные окислению при высоких температурах: серебро, цинк. Пред-
охранители типа ПМ имеют индикатор сработанного состояния, что
облегчает поиск перегоревшего предохранителя. Для предохрани-
телей типа ПВ /кр ~~ 1,25/н, а для СП /кр = (1,21 -? 1,37)/н.
Тугоплавкие предохранители типа ТП выпускаются на ток 200,
400, 600 и 700 А и предназначены в основном для защиты источ-
ников электрической энергии и участков питательной сети. Плав-
кая вставка предохранителя ТП выполнена из медной полосы и
заключена в асбоцементный корпус. При перегорании плавкой
вставки давление в корпусе повышается и улучшается процесс га-
шения дуги из-за выделения газов из материала корпуса. Для ту-
гоплавких предохранителей /кр . (1,4-i-1,7)7н-
В некоторых электрических цепях возможно возникновение
кратковременных токовых перегрузок, обусловленных характерис-
тиками приемников электрической энергии. Например, при пуске
электродвигателей их пусковые токи в несколько раз превышают
номинальное значение. Для защиты цепей таких приемников приме-
няют предохранители, обладающие достаточной инерционностью
при кратковременных токовых перегрузках. Инерционные предо-
хранители типа ИП на токи 5—250 А обладают значительной вы-
держкой времени, что обеспечивается специальной конструкцией
предохранителя (рис. 12.11).
251
Рис. 12.11. Конструк-
ция инерционного пре-
дохранителя
При прохождении тока через предохранитель его нагреватель-
ный элемент 6 передает тепло массивной медной пластине 7. Если
токовая перегрузка продолжается длительное время, то плавится
припой, с помощью которого скоба 4 соединяется с плавкой встав-
кой 1 и пружина 5 оттягивает скобу 4, в результате чего цепь обры-
вается. При кратковременных токовых перегрузках вследствие
тепловой инерции медной пластины она не успевает нагреться до
температуры плавления припоя. Для обеспечения быстродействия
предохранителя при токах к. з. служит плавкая вставка /, рассчи-
танная на большие токи. Предохранитель помещают в корпус 3 из
фибры, который изоляционными шайбами 8 разделяется на три ка-
меры. Для монтажа предохранителя служат клеммы 9, припаянные
к колпакам 2. Ампер-секундная характеристика предохранителя
состоит из двух частей (рис. 12.12): участка /, соответствующего
инерционной, и участка II, соответствующего безынерционной
(плавкая вставка) частям предохранителя.
К основным недостаткам предохранителей следует отнести: од-
норазовость действия, что исключает возможность проверки со-
ответствия их ампер-секундной характеристики заданным требова-
ниям, зависимость времени срабатывания от температуры окружаю-
щей среды и большой разброс параметров предохранителей одной
серии, обусловленный как процессом производства плавкой встав-
ки, так и процессом старения ее материала в процессе эксплуата-
ции.
Разброс времени срабатывания предохранителей в первом при-
ближении описывается нормальным законом распределения, дис-
персия увеличивается с увеличением номинального тока автомата
защиты. Это обстоятельство несколько затрудняет выполнение тре-
бований селективности защиты.
Тепловые автоматы защиты сети выполняют функции защиты
систем электроснабжения от перегрузок и к. з. (автоматическое от-
ключение при ненормальных режимах) и функции управления (руч-
ное включение и выключение цепей при нормальных режимах.) Эти
аппараты многоразового действия. Принцип действия их основан на
использовании деформации (при нагреве) биметаллического эле-
мента, состоящего из двух жестко соединенных между собой метал-
лических пластин с различными температурными коэффициентами
линейного расширения. В качестве металлов с большим коэффици-
252
ентом линейного расширения используют хромоникелевую и мо-
либденоникелевую сталь, латунь, константан и др., а с малым —
инвар (железоникелевый сплав).
Биметаллический элемент автоматов на номинальные токи до
20 А включается последовательно с защищаемой цепью и нагрева-
ется током цепи. При номинальных токах более 20 А используют
шунт, и элемент нагревается только частью тока, протекающего
по цепи. По виду кинематической связи биметаллической плас-
тины с контактами, размыкающими цепь, различают тепловые ав-
томаты без свободного расцепления органа управления автоматом
с контактной системой и автоматы со свободным расцеплением.
В кинематической схеме автомата защита сети (АЗС) без сво-
бодного расцепления (рис. 12.13) автомат включается поворотом
рычажной рукоятки 5. Пружина 6, помещенная внутри рукоятки,
сжимается, а каретка 2 нижним концом 3 рукоятки перемещается
вправо, преодолевая силу пружины 9. При переходе поршня 4 на
правую половину двуплечего рычага с подвижным контактом 7 под
воздействием пружины 6 контакты 7 и 8 замыкаются. Контакты
удерживаются в замкнутом состоянии благодаря тому, что защелку
1 каретки держит зуб 11, приваренный к биметаллической пластине
10.
Если ток, протекающий по биметаллической пластине, превы-
шает допустимое значение, то нагретая пластина прогибается вниз,
освобождая защелку. По действием пружины 9 каретка переместит-
сы влево и переместит рукоятку в положение, соответствующее
отключенному состоянию. Контакты 7 и 3 разомкнут цепь. Кинема-
тическая схема автоматов без свободного расцепления позволяет
повторно включить его даже при нагретом состоянии пластины.
АЗС выпускаются на токи 2—-250 А. Они устанавливаются в
цепях ответственных приемников при условии, что эти цепи пожа-
робезопасны, и обеспечивают принудительное ручное замыкание
Рис. 12.12. Ампер-секундная характе-
ристика инерционного предохранителя
Рис. 12.13. Автомат защиты сети ти-
па АЗС
253
цепи даже при наличии срабатывания биметаллической пластины.
В автоматах со свободным расцеплением (типа АЗР) после сра-
батывания нельзя при помощи рукоятки замкнуть контакты, пока
не остынет биметаллическая пластина.
Рассмотренные аппараты защиты имеют зависимые ампер-се-
кундные характеристики. Предохранители всех типов, кроме ИП,
малоинерционны. Характеристики тепловых автоматов защиты
типов АЗС и АЗР одинаковы. К автоматам защиты, имеющим зави-
симую ампер-секундную характеристику с отсечкой по току (см.
рис. 12.10, в), относятся герметизированные тепловые автоматы за-
щиты сети типов АЗСГ и АЗРГ (рис. 12.14). Эти автоматы на токи
20—50 А, кроме биметаллической пластины с зависимой ампер-се-
кундной характеристикой (см. рис. 12.10, в, участок /), дополняют
электромагнитным устройством, которое при токах перегрузки
/ > (7-н8)/н без выдержки времени размыкает цепь — отсечка
потоку (см. рис. 12.10, в, участок II). Использование таких автома-
тов позволяет защитить биметаллическую пластину и контакты от
относительно длительного протекания больших токов к. з.
В АЗРГ при длительном протекании тока перегрузки биметал-
лическая пластина 8 (см. рис. 12.14), как и в обычном автомате,
деформируется и воздействует на упор 4, связанный с защелкой 3.
Защелка освобождает опорный рычаг 2 запирающего механизма
аппарата, и через кинематический механизм (на рисунке не показан),
связанный с рычагом 2, происходит разрыв цепи контактной груп-
пой 1. При возникновении тока к.з.м. д. с. электромагнита 6 соз-
дает силу, превышающую силу пружины 7, и якорь 5 электромаг-
нита, воздействуя на биметаллическую пластину, освобождает
опорный рычаг запирающего механизма теплового автомата.
Контакты разрывают цепь, а ру-
коятка включения автомата пе-
реходит в положение «Выключе-
но». Благодаря разрыву цепи в
двух точках эти автоматы обла-
дают большей разрывной мощ-
ностью по сравнению с АЗС;
В цепях однофазного пере-
менного тока применяют автома-
ты защиты АЗФ1, а трехфазно-
го — АЗЗ. Автоматы АЗФ1 и
АЗЗ выполняют без свободного
расцепления. Кинематические
схемы их подобны кинемати-
ческим схемам АЗС.
К перспективным аппаратам
защиты относят кнопочные ав-
томаты типов АЗК-1 и АЗК-З.
Автоматы АЗК-1 предназначены
Рис. 12.14. Электрокииематическая
схема автомата АЗРГ
254
для защиты в цепях постоянного и переменного однофазного то-
ков, а автоматы АЗК-З используются в трехфазных цепях перемен-
ного тока. Они имеют обратнозависимую ампер-секундную харак-
теристику и их масса в 2—3 раза меньше, чем у аналогичных ав-
томатов АЗФ-1, АЗРГ.
При выборе аппаратов максимальной токовой защиты необходи-
мо учитывать следующие требования:
аппараты должны необратимо, надежно и селективно отключать
электрические цепи при к. з. и недопустимых перегрузках и не вы-
зывать ложных отключений в нормальных режимах;
чувствительность должна быть достаточной, чтобы аппараты
срабатывали при наименьшем токе к. з. в зоне и при опасных пере-
грузках;
аппараты должны обладать достаточной электродинамической и
термической устойчивостью и необходимой коммутационной спо-
собностью при воздействии на них максимальных токов к. з.
Аппараты защиты подбирают по номинальному напряжению це-
пи и по значению и характеру токовой нагрузки. Устойчивость ав-
томатов и их коммутационную способность проверяют при к. з. на
основе расчетов токов к. з.
Аппараты защиты в первичных распределительных сетях выби-
рают с учетом неравномерности распределения токов в проводах рас-
щепленных линий:
/н.а а /.„/( П - Л),
гДе Ai.а — номинальное значение тока аппарата защиты; Iл — максимальное
значение тока в линии (длительный режим); а — коэффициент неравномер-
ности токораспределения (а « 1,075); п — число каналов расщепленной ли-
нии; k — число резервных каналов.
Для фидеров потребителей, создающих относительно неизмен-
ную нагрузку (осветительные и нагревательные устройства, транс-
форматоры, цепи управления агрегатами, контакторы и т. п.), но-
минальный ток аппарата защиты должен быть равен номинальному
току потребителя или иметь ближайшее к нему большее значение:
Льа^/н.потр (здесь /н.потр — номинальный ток потребителя).
Для фидеров потребителей с длительным или кратковременным
режимом работы, включение которых сопровождается переход-
ными процессами (агрегаты электропривода, электромашин-
ные преобразователи и т. п.), характеристики аппарата защиты
должны удовлетворять двум требованиям:
^н.а ^н.потр1 -а > tn.ni
где Ai.n —длительность переходного процесса; /а — время срабатывания ап-
парата защиты, значение которого определяется по его ампер-секундной ха-
рактеристике для среднего квадратического значения тока: /Ср.кв ~
255
Рис. Т2.15. Ампер-секундные харак-
теристики двигателя /потр и аппара-
та защиты 1а
Для защиты потребителей,
токи которых в процессе пуска
или работы изменяются, необ-
ходимо применять инерцион-
ные предохранители и тепло-
вые автоматы защиты.
Выбирать предохранители
следует исходя из пускового
тока двигателя: Ai.a Лгпотр
(рис. 12.15).
После выбора аппаратов за-
щиты по номинальной нагрузке
обязательно проверяют соответ-
ствие ампер-секундных харак-
теристик аппаратов перегрузоч-
ным характеристикам проводов
при температурах окружающей
среды в процессе эксплуатации.
Такая проверка необходима для
того, чтобы определить, могут ли эти аппараты защитить прово-
да, сечения которых выбраны с учетом допустимой токовой на-
грузки. Если провод должен быть защищен во всем диапазоне то-
ковых перегрузок, то его перегрузочная характеристика 1 долж-
на лежать выше ампер-секундной характеристики аппарата 2
(рис. 12.16).
Для того чтобы при протекании тока к. з. не возникали повреж-
дения автомата защиты, необходимо выполнение условий электро-
динамической устойчивости:
fy ^у.доп или ^тах^/тахдоп,
где iy — значение ударного тока на шине, к которой подсоединяются аппараты <
защиты; /у.доп — допустимое значение ударного тока для аппарата защиты
переменного тока; /тах— максимальное установившееся значение тока к.з. иа
линии, к которой подсоединяются аппараты защиты; /тах доп —допустимое
максимальное значение тока для аппарата защиты сетей постоянного тока.
Рис. 12.16. Ампер-секундная харак-
теристика аппарата защиты и пере-
грузочная характеристика проводов
Значения ударного и макси-
мального токов к. з. рассчитыва-
ют, а соответствующие значения
допустимых токов для каждого
автомата защиты находят в спра-
вочниках. Для автоматов защиты
с номинальным током до 20 А до-
пустимые максимальные значе-
ния токов достигают тысячи
ампер, а для автоматов на токи
более 20 А — 4000—5000 А.
256
Рис. 12.17. Участок
сети
магистральной
Термическая устойчивость характеризует способность контак-
тов аппарата защиты отключать ток к. з. без повреждений:
/ср.КВ t (720дОП,
где /ср.кв — расчетное среднее квадратическое значение тока к.з. за время
срабатывания автомата (/ « 0,1 с); (/2/)доп — допустимая термическая устой-
чивость аппарата; (/20доп « (300 4- 500) 103 А2-с.
Коммутационные свойства аппаратов защиты характеризуются
допустимыми токами отключения. Для того чтобы при возникнове-
нии аварийного режима автомат защиты разомкнул цепь, необхо-
димо, чтобы
IК.З ^5= Iдоп>
где /к.з — значение периодической составляющей тока к.з. (для цепей пере-
менного тока) или переходный ток к.з. (для цепей постоянного тока); /ДоП—
допустимое значение тока к.з. при минимальном времени срабатывания авто-
мата защиты.
Для предохранителей в цепях постоянного тока /доп = 8000 А,
а в цепях переменного тока 3000—4000 А при минимальном времени
срабатывания 0,001—0,005 с.
Селективность защиты обеспечивается подбором ампер-секунд-
ных характеристик последовательно соединенных аппаратов защи-
ты (рис. 12.17). Чем ближе автомат расположен к источнику, тем
больше должно быть время его срабатывания: >/2 >... >1п-
Время срабатывания устанавливают по ампер-секундным характе-
ристикам с учетом зоны допусков, которая при. I = 3/н равна
(0,54-0,6)/н, а при / = 6/н равна (0,24-0,3)/н. Для аппаратов,
установленных ближе к источнику, берется крайнее нижнее зна-
чение ti — \ti, а для аппаратов, установленных дальше от источ-
ника, — крайнее верхнее значение ti+1 + А//+1.
Для аппаратов защиты без магнитной отсечки селективность сра-
батывания последовательно включенных автоматов защиты обеспе-
чивается при /Hfc//H (fe+D > 2, для предохранителей — при
12.4. Бесконтактные аппараты защиты и коммутации
В настоящее время для коммутации электрических цепей ВС
используется большое число разнообразных контактных коммута-
ционных и защитных аппаратов: кнопок, выключателей, переклю-
чателей, концевых выключателей, контакторов, реле, тепловых ав-
томатов, предохранителей и т. п. Во всех этих аппаратах разрыв
электрической цепи осуществляется увеличением промежутка меж-
257
ду контактами при их движении или вследствие расплавления плав-
кой вставки предохранителя.
Коммутация электрической цепи сопровождается возникнове-
нием дуги между контактами, которая ведет к эррозии электричес-
ких контактов и их ускоренному износу. С уменьшением давления
условия дугогашения резко ухудшаются. Контактная коммутацион-
ная аппаратура подвержена влиянию вибрации и имеет сравни-
тельно невысокое быстродействие. С ростом коммутационного на-
пряжения, особенно для систем постоянного тока, ухудшаются ус-
ловия работы коммутационных аппаратов. Проведенные исследо-
вания показали, что практически нельзя создать приемлемый по на-
дежности и массовым и габаритным показателям контактный комму-
тационный аппарат для перспективных систем постоянного тока
повышенного напряжения (270 В).
В СССР и за рубежом активно ведутся работы по созданию бес-
контактных коммутационных и защитных аппаратов на базе полу-
проводниковых приборов. Бесконтактные аппараты защиты и ком-
мутации (БАЗК) представляют собой новый класс электротехничес-
ких устройств, которые объединяют в себе фуйкции коммутации и
защиты. БАЗК обеспечивают: дистанционную коммутацию элект-
рических цепей, защиту распрёДелитёльШх~ сетейпри возникнове-
нии к. з. или токовых пёрегрузок, ограничение токов к, з, или пуско-
вых токов приемников, плавное изменение тока по заданному закону
при включении или выключенййЗприемников, ..возможность дву-
сторонней связи с цифровыми системами управления и контроля на
низком энергетическом уровне. Наличие функций органичения то-
ков позволяет исключить влияние к. з. или пусковых токов на
уровни напряжений в бортовой сети и, таким образом, повысить
качество электропитания.
Силовая часть БАЗК для сетей постоянного тока выполняется
на транзисторах, для сетей переменного тока — на транзисторах
и тиристорах. Силовым ком-
мутационным элементом БАЗК
Рис. 12.18. Структурная схема бес-
контактного аппарата защиты и ком-
мутации (БАЗК)
(рис. 12.18) 13] является сило-,
вой транзисторный ключ СТ К.
Необходимую мощность управ-
ления СТК обеспечивает усили-
тель мощности УМ. Для изме-
рения тока, протекающего через
СТК, служит датчик тока ДТ,
включенный Последовательно с
нагрузкой /?н. Если ток, про-
текающий через ключ, превы-
шает номинальное значение, то
запускается таймер формирова-
теля ампер-секундной характе-
ристики ФАСХ. Если действие
258
Рис. 12.19. Ампер-секундные характеристики БАЗК
перегрузки длительно, то ФАСХ выдает сигнал в блок управле-
ния БУ на отключение СТК. ФАСХ или БУ при этом встают на
блокировку, чем обеспечивается необратимость действия токовых
защит. Для повторного включения БАЗК необходимо снять и вновь
подать на вход БАЗК сигнал управления. При к. з., когда ток на-
грузки может превысить некоторое максимально допустимое зна-
чение, называемое током отсечки /отс, узел ограничения тока ОТ
переводит БАЗК в режим стабилизации тока на уровне /отс для
защиты СТК. по току и обеспечения селективности защиты.
Для питания элементов БАЗК он имеет встроенный источник пи-
тания ИП. Реле напряжения PH обеспечивает защиту СТК от вы-
хода в активный режим во время включения и отключения ИП, реле
температуры РТ отключает СТК при перегреве автомата. Для инди-
кации состояния ключа служит блок контроля БК. Фильтр Ф за-
щищает СТК от импульсных перенапряжений в сети и защищает
сеть от помех, возникающих при работе импульсного источника
питания ИП.
В отличие от ампер-секундных характеристик автоматов защиты
с биметаллической пластиной ампер-секундная характеристика
БАЗК формируется электронным блоком и, может иметь любую,
требуемую форму (рис. 12.19, а). Кривая 1 соответствует БАЗК с
управляемым таймером ФАСХ, кривая 2 — БАЗК с набором не-
управляемых таймеров, кривая 3 — БАЗК с фиксированным време-
нем отключения. При превышении током нагрузки iH уровня 1otc
БАЗК отключается без выдержки времени. Время отключения ВАЗК
зависит от времени выключения силовых транзисторов СТК, кото-
рое составляет примерно несколько микросекунд. Высокое быст-
родействие СТК позволяет ограничивать ударные токи к. з., одна-
ко оно же является причиной возникновения сильных помех, поэто-
му время выключения может искусственно увеличиваться До не-
скольких миллисекунд.
Ампер-секундные характеристики БАЗК с непрерывным огра-
ничением тока представлены на рис. 12.19, б, где 1 — кривая измене-
ния тока приемника электрической энергии; 2 — ампер-секундная
259
Рис. 12.20. Однотранзисторные СТК.:
а — на МДП транзисторах с p-каналом; б — с «-каналом
Рис. 12.21. Составной транзисторный ключ
Рис. 12.22. Силовая цепь БАЗК с разгрузочным резистором
характеристика при ограничении тока на минимальном уровне,
равном 1,5/н; 3— ограничение тока на уровне 3—4/н с обратно-
зависимой ветвью. Характеристика 2 обеспечивает максимальное
демпфирование токов в сети, однако она в ряде случаев ограничи-
вает время выхода приемника на номинальный режим. В таких
случаях лучше использовать БАЗК с характеристикой 3.
Силовые транзисторные ключи могут выполняться как на
биполярных, так и на полевых транзисторах. Они должны иметь
минимальную рассеиваемую мощность в открытом состоянии при
заданном токе нагрузки и в диапазоне его изменений. Рассеиваемая
на ключе мощность в статическом режиме складывается из двух со-
ставляющих: мощности, рассеиваемой на сопротивлении перехода
эмиттер—коллектор или сток—исток, и мощности, рассеиваемой
в цепи управления (базы или затвора). Биполярные транзисторы •
имеют падение напряжения коллектор—эмиттер (UосТ) тем меньше,
чем больше насыщен транзистор; в насыщенном состоянии падение
напряжения составляет 0,5—0,7 В. Однако для перевода транзис-
тора в насыщенное состояние приходится значительно увеличи-
вать ток базы, что увеличивает потери в цепи управления, которые
становятся соизмеримыми с потерями на переходе коллектор—
эмиттер. Современные полевые транзисторы имеют большее сопро-
тивление перехода сток—исток, чем сопротивление перехода эмит-
тер—коллектор у биполярных транзисторов, поэтому первая со-
ставляющая потерь ключа на полевых транзисторах будет выше, чем
у биполярных. Однако в отличие от биполярного полевой транзис-
тор не требует тока управления в статическом состоянии, поэтому
суммарные потери в ключе на полевых транзисторах могут быть
меньше, а следовательно, и сам БАЗК компактнее, чем при исполь-
260
зовании биполярных транзисторов. Перспективными для БАЗК
считаются силовые МДП транзисторы с вертикальным каналом,
имеющие низкое выходное сопротивление. На рис. 12.20 приведе-
ны однотранзисторные СТК на МДП транзисторах.
Если требования по остаточному напряжению высоки (Uост <
< 0,5), то применяют ключи с насыщением выходных транзисторов.
Если требования к остаточному напряжению допускают Uост >
> 1-?1,5В, то применяют составные транзисторы (рис. 12.21).
Для уменьшения тепловых потерь в насыщенных СТК используют
регулирование тока базы силовых транзисторов пропорционально
току нагрузки. С этой же целью используют параллельное включе-
ние транзисторов.
В БАЗК с ограничением тока (рис. 12.22) применяют разгрузку
силовых транзисторов. Силовой транзистор VT1, активно ограничи-
вающий ток нагрузки, разгружается с помощью шунтирующего ре-
зистора R ш, коммутируемого ключом VT2 синхронно с VT1. При
выходе транзистора VT1 в активную область его коллекторный ток
уменьшается на значение тока, протекающего через шунт 1Ш —
^/кэ1//?ш, где (/КЭ1— напряжение на коллектор-эмиттерном пе-
реходе VT1. Сопротивление шунта рассчитывается на максимальное
напряжение сети (Uc max): > £/с Inax /,,гр- Максимальные по-/
тери на шунте /?шгаах — тах/Огр (при отсутствии шунта эти"
потери выделялись бы на VT1), а максимальные потери на транзис-
торе VT1 не более 0,25 Рш тах.
Схема управления СТК выполняется в виде гибридных микро-
сборок, предусматривающих гальваническую развязку между управ-
ляющими сигналами и силовой частью БАЗК- Коэффициент по-
лезного действия БАЗК в номинальном режиме равен 96—98 %.
Технические параметры некоторых БАЗК по данным [31 приве-
дены в табл. 12.1.
Таблица 12.1
Тип аппарата 7 ном- А С ном/ шах Тепловые потери, Вт 1 Конструктив- ная масса, г
С / огр С с с с » » непрерывным 1,5/НОМ ограничением отсечкой ограничением отсечкой » » ограничением ^огр — 3 /Ном /оТС~ 5 /дом /огрЗ /ном /ОТС = 5 /ном /ОТС~ 10 /ном /отс — 4 /ном 3 5 7,5 10 5 5 1 2 2 5 27'56 120/200 120/200 270/475 270/475 27/80 270/400 2,4 3,8 5,4 7,1 8—10 8—10 2,5-3 5-6 2,5 8-9 76 76 99 99 99 187 75 130
261
12.5. Эксплуатация систем
распределения электрической энергии
Доля отказов элементов системы распределения от общего числа
-отказов системы электроснабжения составляет 40—50 %. Объяс-
няется это тем, что число элементов системы распределения по срав-
нению с числом других элементов системы электроснабжения вели-
ко. Наибольшее число отказов связано с отказами коммутационной
аппаратуры (реле, концевые выключатели, кнопки, переключатели)
и отказами проводов вторичной распределительной сети в местах
соединения. Профилактические работы по техническому обслужива-
нию и ремонту системы распределения выполняют через запланиро-
ванные интервалы календарного времени. При техническом обслужи-
вании основное внимание уделяется внешнему осмотру состояния
мест крепления проводов и жгутов, экранирующей и механической
защиты проводов и жгутов, изоляции проводов и защитных покры-
тий жгутов, деталей штепсельных разъемов, распределительных ко-
робок и болтовых соединений и т. п. Такие же работы, но в меньшем
объеме, проводят и при оперативном обслуживании.
При ремонте электрических щитков, распределительных коро-
ток (РК), панелей и т. п. технологический процесс состоит из сле-
дующих стадий:
очистка;
дефектация с определением деталей, подлежащих ремонту по
самостоятельным технологиям и подлежащих обязательной замене;
разборка;
ремонт;
сборк а в соответствии с чертежами и электрическими схемами;
проверка правильности сборки внутреннего монтажа;
контроль выполнения работ ОТК.
Вследствие различий внутреннего монтажа одноименных РК,
щитков и панелей их устанавливают только на то ВС, с которого они
были сняты для ремонта.
При очистке наружную поверхность протирают салфеткой, смо-
ченной в бензине БР-1, а внутренние полости продувают сжатым
воздухом. При дефектации производится внешний осмотр изделия
для выявления повреждений лакокрасочных покрытий, трещин, кор-
розии. Осматривается заделка проводов в наконечники, проверяется
отсутствие повреждения отдельных жил, потертостей проводов.
Контролируется состояние резьбовых соединений зажимных коло-
док, ШР, соответствие типов и номинальных значений токов предо-
хранителей, целостность ламп, внешний осмотр резисторов, диодов
и других элементов. При осмотре выключателей проверяются рас-
шатанность и окисление клемм, заедание рукоятки, срывы резьбы
в отверстиях выходных клемм. При обнаружении дефектов неис-
правный элемент ремонтируют или заменяют.
262
Коммутационная и защитная аппаратура разборке, регулировке
и ремонту не подлежит. При замене отказавших элементов необхо-
димо устанавливать аппаратуру только с этими же номинальными
данными, что и отказавшая.
В процессе ремонта восстанавливают поврежденные лакокрасоч-
ные покрытия, устанавливают накладки на места, где имеются тре-
щины. Заменяют поврежденные провода или прокладывают новые
согласно доработочным бюллетеням. Провода внутреннего монтажа
не должны закрывать аппаратуру, установленную в РК, щитках и
панелях. Все электрические провода, не подключенные к агрегатам,
должны быть заизолированы и прибортованы. Следы коррозии на
поверхности корпуса удаляют шлифовальной шкуркой, затем поли-
руют и закрашивают. Провода, имеющие на хлопчатобумажной изо-
ляции налет грибка, восстанавливают путем нанесения на них лака
4БА или клея БФ-4. В случае незначительных повреждений прово-
дов на поврежденные места можно наложить бандаж из ниток или
обмотать лентой ЛЭТСАР.
При ремонте проводов БПДО, БИФ плоскость среза проводов
должна быть перпендикулярной оси провода. Жилу после снятия
изоляции необходимо скрутить под углом 15—30° по отношению к
оси провода. Для тепловых автоматов защиты и выключателей про-
веряют падение напряжения между контактами при номинальном
токе и четкость их срабатывания, а также время срабатывания в
нормальных климатических условиях при токе, равном 2/н.
При выполнении работ в системе распределения запрещается:
выполнять монтажные и демонтажные работы в электрических
цепях, находящихся под напряжением, для исключения к. з. и не-
преднамеренных включений потребителей;
прокладывать и подключать провода в местах, не предусмотрен-
ных монтажной схемой. При подсоединении проводов к оборудова-
нию их заделывают в наконечники, и под один болт можно подво-
дить не более трех проводов.
Необходимо помнить, что напряжение 200 В переменного тока
опасно для жизни, поэтому при проверке системы под током следует
проявлять особую осторожность.
В процессе эксплуатации систем распределения электрической
энергии на ВС необходимо систематически измерять сопротивление
изоляции электрической сети. Оно может уменьшиться вследствие
механических повреждений, воздействия различных химических
соединений и старения изоляции. Изменение состояния изоляции
электрических сетей вызывает токи утечки, влияющие на работу
ряда потребителей и точность показания приборов. Сопротивление
изоляции систем распределения электрической энергии при нор-
мальной влажности и температуре окружающего воздуха должно со-
ставлять 100—200 кОм. Распределительные коробки, электрощитки
могут иметь до нескольких сотен электрических контактов для под-
соединения внешних цепей, поэтому ручной контроль таких изде-
263
1Ък^Ц2.23. Структурная схема си-
стемы автоматизированного конт-
роля электрических цепей
лий после ремонта представляет
весьма трудоемкую операцию.
Для автоматизации контроля
правильности монтажа РК или
электрических щитков на авиаре-
монтных заводах применяют сис-
темы автоматизированного контро-
ля типа САК (рис. 12.23). ,Прод£_-
ряемое изделие И через свои разъ-
емы подключается к коммутатору.
/^Емкость контакт1?8го поля ком-
мутатора равна 600 точкам, т. е.
к нему могут подключаться изде-
лия, имеющие до 600 внешних вы-
водов. Коммутатор подключает требуемую точку изделия к блоку
стимулирующих сигналов СС, причем возможно одновременное
подключение к блоку стимулирующих сигналов до 10 точек конт-
роля, т. е. в изделии может быть скоммутировано до пяти независи-
мых электрических цепей одновременно. Блок стимулирующих
сигналов формирует до 20 различных сигналов контроля: «+27 В»;
«—27 В»; «—115 В»; «~36 В» и т. п. Кроме того, к блоку подклю-
чаются входы электроизмерительных приборов, и он содержит инди-
каторы замкнутого или разомкнутого состояния проверяемой элект-
рической цепи.
Для управления работой коммутатора используется микроЭВМ,
которая по заложенной в нее программе осуществляет последо-
вательную проверку всех электрических цепей РК или электричес-
кого щитка. По окончании проверки микроЭВМ формирует доку-
мент о результатах проверки. Для согласования во времени и по
уровню сигналов микроЭВМ, коммутатора и блока стимулирующих
сигналов служит блок сопряжения БС. Такая система обеспечивает
проверку до 200 электрических цепей в минуту.
Вопросы для самоконтроля
1. В чем заключаются различия между питательными, первичными и ин-
формационными сетями?
2. Какие авиационные провода вы знаете?
3. В чем заключается разница между потерей и падением напряжения? ’
4. В чем особенность конструкции авиационных предохранителей?
5. Как выбирают предохранители для защиты электрических сетей?
6. Как влияет высота полета на ампер-секундные характеристики аппа-
ратов максимальной токовой защиты?
7. В чем преимущество ключей на полевых транзисторах?
8. Как осуществляют разгрузку силовых транзисторов в БАЗК?
9. Перечислите функции, которые могут выполнять БАЗК.
264
ГЛАВА 13
СИСТЕМЫ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ КАК ОБЪЕКТЫ КОНТРОЛЯ
13.1. Методы контроля систем электроснабжения
Объектом контроля называется техническое устройство, о со*
стоянии которого необходимо иметь информацию в процессе экс-
плуатации. Состояния технических устройств разделяют на три
группы:
исправные — состояния, при которых технические устройства
соответствуют всем требованиям, установленным'как в отношении
их основных, так и второстепенных качеств, не влияющих на вы-
полнение заданных функций;
работоспособные — состояния технических устройств, при кото-
рых они в данный момент времени соответствуют всем требованиям,
установленным в отношении их основных качеств;
неисправные — состояния технических устройств, при которых
они в данный момент времени не соответствуют хотя бы одному тре-
бованию, установленному в отношении их основных качеств и,
следовательно, не выполняют заданные функции или одну из них.
В процессе эксплуатации с помощью измерительных устройств
обычно контролируют только работоспособность устройств (сис-
тем). Второстепенные качества устройства (состояние окраски, цара-
пины на корпусах блоков системы и т. д.) оценивают визуально при
внешних осмотрах. Исследование системы как объекта контроля свя-
зано с установлением контролируемых параметров, анализ значе-
ний которых позволяет отличить работоспособное состояние от не-
исправного. В процессе исследования системы выбирают парамет-
ры, по изменениям которых можно найти неисправность в систе-
ме, признанной по результатам контроля работоспособности неис-
правной (диагностирование).
Состояние агрегатов определяют следующими методами:
поэлементным и комплексным контролем агрегата вне системы;
комплексным контролем агрегата, работающего с динамической
моделью системы;
комплексным контролем агрегата, работающего в реальной
системе.
Поэлементный и комплексный контроль состояния агрегата вне
системы осуществляется с помощью специальных проверяющих
установок. Для поэлементного контроля в схемах агрегатов пре-
дусмотрены контрольные точки. Так, например, при поэлементном
контроле измерительного органа аппарата защиты сети постоянного
тока от повышения напряжения (рис. 13.1) напряжения измеряют
в точках 1—8.
Состояние регуляторов напряжения контролируют либо путем
испытания их совместно реальными генераторами, либо с упрощен-
9 Зак. 2261 265
о 7
05
Рис. 13.1. Схема измерительного орга-
на от повышения напряжения
ними динамическими моделями
генераторов (методы полунатур-
ного моделирования). Исполь-
зование динамических моделей
позволяет создавать более удоб-
ные и менее громоздкие уста-
новки, которые можно в ряде
случаев использовать для про-
верки регуляторов, не снимая
их с самолета. Примером уста-
новки с динамической моделью
может служить пульт ППУР-42,
предназначенный для контроля
состояния угольных регулято-
ров напряжения (рис. 13.2).
Левая часть схемы представляет собой динамическую модель ге-
нератора постоянного тока, выполненную на магнитном усилителе
с обратной связью, правая — регулятор.
Переходные процессы в системе регулирования напряжения с
реальным генератором и с динамической моделью идентичны. Это
следует из сопоставления уравнения для цепи возбуждения генера-
тора
и :^RB + rc) (13.1)
dt
которое в приращениях при U const имеет вид
(ГвР+1) AiB- -k,\rc, (13.2)
с уравнением модели
(^АмР 4'1) А (13.3)
где Тв — постоянная времени цепи возбуждения генератора; Т— постоян-
ная времени магнитного усилителя; kx, k2— коэффициенты усиления. '•<
Рис. 13.2. Принципиальная схема пульта ППУР-42
266
Рис. 13.3. Структурная схема цифровой
системы автоматизированного контроля
и диагностики регуляторов напряжения
Если выбрать Тдм = Тв, k{ —
k2, то условия работы регулято-
ра в схеме с моделью окажутся та-
кими же, как и в схеме с реальным
генератором.
Изменения нагрузки генератора имитируются воздействием на
гок в обмотке подмагничивания wn магнитного усилителя. Контро-
лирующая установка позволяет полностью проверить состояние
угольного регулятора напряжения, включая точность его работы и
устойчивость системы регулирования при работе с данным регуля-
тором. Аналогичные схемы с моделью объекта регулирования мо-
гут быть созданы и для контроля состояния других регуляторов.
Более совершенными являются цифровые и аналоговые системы
автоматизированного контроля и диагностики авиационных регу-
ляторов напряжения (АРН). Такие системы разработаны в Киев-
ском институте инженеров гражданской авиации под руководством
С. П. Кононова и в Московском институте инженеров гражданской
авиации.
В цифровой системе (рис. 13.3) с питанием от сети через преоб-
разователь П микропроцессор МП в комплекте с постоянным ПЗУ
и оперативным ОЗУ запоминающими устройствами играет роль
математической модели генератора, нагрузки и привода. Эта модель
с необходимой точностью моделирует характеристики генератора на
основе его дифференциальных уравнений и подает информацию на
цифроаналоговый преобразователь ЦАП. Преобразованный сиг-
нал управляет усилителем мощности УМ, а с него, как с реального
генератора, напряжение подается на проверяемый АРН. Ток воз-
буждения (реакция регулятора) поступает на схему согласования —
модель обмотки возбуждения СС, аналого-цифровой преобразова-
тель АЦП и на микропроцессор МП. Сравнивая исходный сигнал,
поданный на ЦАП, и реакцию с АЦП, микропроцессор оцени-
вает результаты контроля АРН (работоспособен — неработоспо-
собен) и подает информацию на пульт контроля и управления ПКУ.
В случае неработоспособности регулятора микропроцессор оцени-
вает характер неисправности, т. е. выполняет задачу диагностирова-
ния, а также информирует оператора через пульт. С регулятором
связано устройство ПУ для автоматического документирования ре-
зультатов контроля и диагностирования.
В аналоговой системе (рис. 13.4) модель М генератора, привода
и нагрузки создана на элементах аналоговой вычислительной тех-
ники. Питание подается от сети через трансформаторно-выпрями-
тельный блок ТВБ на управляемый усилитель постоянного тока
У ПТ. Управление усилителем производится от модели М. Выход-
9*
267
Рис. 13.4. Структурная схема ана-
логовой системы контроля регуля-
тора напряжения
ное напряжение усилителя
и играет роль напряжения
реального генератора, по-
даваемого на проверяемый АРИ. Сигнал с АРН подается
на модель обмотки возбуждения генератора ОВГ, которая уп-
равляет моделью генератора. Блок Б, например осциллограф, обес-
печивает документирование результатов контроля. Анализ осцил-
лограмм позволяет оценить работоспособность АРН, а в случае
необходимости произвести диагностирование. Система управляется
через пульт контроля и управления ПКУ.
Обе рассмотренные системы высокоэкономичны, малогабаритны,
обеспечивают точное моделирование характеристик генераторов,
позволяют в установившемся и переходном процессе проверять раз-
личные типы регуляторов напряжения, оценивать их работоспособ-
ность, определять характер неисправности, допускают настройку
регуляторов, документирование результатов контроля и диагности-
ки. Применение таких систем позволяет на два порядка сократить
затраты электроэнергии на проверку АРН и других блоков.
Техническое состояние коллекторных генераторов постоянного
тока можно оценивать путем анализа спектра пульсаций напряже-
ния генератора или напряжения на обмотке возбуждения. Установ-
лено, что при неисправностях в системе амплитуды пульсаций на-
пряжения AU на отдельных частотах возрастают в 10—80 раз.
Методы спектрального анализа кривой напряжения с успехом мо-
гуть быть использованы также для оценки состояния трансформатор’
но-выпрямительных блоков и системы ПСПЧ.
Для наземного контроля системы электроснабжения и ее агре-
гатов без съема их с самолета используют переносные пульты, «.с
помощью которых можно при работающих двигателях проверить
работоспособность каналов системы электроснабжения, оценить зна-
чения некоторых основных параметров системы по принципу «го-
ден — не годен», зафиксировать наличие скрытых отказов в аппа-
ратах защиты, имитируя возникновение ненормальных режимов.
13.2. Встроенные системы контроля
Для сокращения времени подготовки ВС к полету используют
встроенный самоконтроль (ВСК) блоков канала генерирования. Сис-
темы ВСК имеют блоки БРЗУ, БКН, БЗУВУ. Во всех этих блоках
ВСК осуществляется автоматически каждый раз после включения
выключателя блока за время не более 3 с, причем подключение ка-
нала генерирования или наземного источника электропитания к
268
Рис. 13.5. Структурная схема БРЗУ
бортсети возможно только по
свершении алгоритма ВСК при
условии, что в блоках отсут-
Контролируемые Ключи
ствуют отказы.
Встроенный самоконтроль БРЗУ обеспечивает проверку ка-
чества электроэнергии до включения канала в сеть, исправности
<ащит и вторичного источника питания блока, регулятора напряже-
ния. В ходе работы ВСК осуществляется диагностирование элемен-
тов канала генерирования с глубиной до сменного блока канала:
привода постоянной частоты вращения (сигнал Нпр.в); генератора-
фидера (сигнал НГТ ф); блока регулирования, защиты и управления
(сигнал Нб.р,3 J.
В систему ВСК входят генераторы стимулирующих сигналов,
которые имитируют возникновение ненормальных или нормальных
режимов. Глубина встроенного контроля зависит от точки, к кото-
рой подключается стимулирующий сигнал, поэтому для проверки
практически всех элементов блока стимулирующие (эталонные}
сигналы от специального генератора ГСС подаются на входы соот-
ветствующих защит (рис. 13.5). Подключение эталонных сигналов
осуществляется с помощью ключей по команде СПИ (сигнал про-
верки измерителей), которая формируется системой встроенного-
контроля по заданному алгоритму. В процессе самоконтроля прове-
ряется реакция измерительных органов ИО на стимулирующие
сигналы и работоспособность логики защит и управления логичес-
кого блока ЛБ.
Цикл ВСК начинается сразу после включения выключателя ка-
нала. На первом этапе контроля выявляются ложные срабатывания
измерителей защит, для чего по сигналу СПИ на входы измерителей
частоты и напряжения подаются сигналы, соответствующие нор-
мальным значениям измеряемых параметров. Чтобы не было лож-
ного включения возбуждения при наличии сигнала СПИ, вводит-
ся блокировка включения возбуждения (см. уравнение (9.4)). После
проверки отсутствия ложных срабатываний защит ВСК выдает сиг-
нал на перестройку измерителя частоты, при этом защита должна
сформировать сигнал «Частота не в норме». В результате этих опера-
ций выявляются ложные срабатывания измерителей защит и не-
срабатывание защиты
На втором этапе контроля снимается сигнал СПИ и включается
возбуждение генератора. Система встроенного контроля проводит
опрос состояния датчиков всех защит, которые при отсутствии от-
казов должны находиться в несработанном состоянии. Затем пода-
ется сигнал на перестройку уровня срабатывания датчика защиты
от повышения напряжения, что должно привести к снятию возбуж-
дения генератора. Если развозбуждение не происходит, то фикси-
269
руется сигнал неисправности БРЗУ. Одновременно осуществляется
контроль датчика защиты от к. з. После контроля всех цепей управ-
ления и при отсутствии неисправностей включается возбуждение
генератора.
Система ВСК фиксирует следующие виды отказов генератора
и его привода Нгт.ф: короткое замыкание, неполнофазные режимы,
обрыв нулевого провода, снижение напряжения вследствие отказа
генератора. Короткое замыкание сопровождаётся снижением напря-
жения хотя бы в одной фазе. При неполнофазных режимах напря-
жение в оборванных фазах снижается и появляется напряжение ну-
левой последовательности, которое фиксируется специальным дат-
чиком. При обрыве нулевого провода напряжения в различных фа-
зах могут одновременно повышаться и понижаться. Пониженное
напряжение генератора при наибольшем токе возбуждения, выда-
ваемом регулятором' свидетельствует о. неисправности генератора.
Алгоритмы функционирования ВСК блоков БЗУВУ и БКН во
многом аналогичны алгоритму ВСК блока БРЗУ.
Для повышения достоверности действия защит может исполь-
зоваться двухступенчатый алгоритм выявления отказов (рис. 13.6).
В случае возникновения неисправности (срабатывание одной из
защит) происходит запоминание состояния измерительных органов
защит. После чего на измерительный орган подается стимулирую-
щий сигнал, который должен установить ИО в несработанное со-
стояние. Если состояние ИО не
Рис. 13.6. Алгоритм выявления от-
казов
270
меняется, то это свидетельствует о
его неисправности и выдается
сигнал «Неисправность БРЗУ».
В противном случае по инфор-
мации, записанной в оператив-
ном запоминающем устройстве
ОЗУ, определяется неисправ-
ный агрегат канала генериро-
вания. Данный алгоритм поз-.
воляет выявлять отказы самих
защит.
Индикация состояния си-
стемы электроснабжения осу-
ществляется на пульте управ-
ления энергетикой. На самолете
Ил-96-300 для этой цели исполь-
зуются кнопки-табло со встроен-
ной сигнализацией. При отказе
генератора, привода или друго-
го элемента системы на соответ-
ствующей кнопке высвечивает-
ся надпись желтого цвета «От-
каз». При необходимости эки-
паж может получить более
детальную информацию о системе электроснабжения, используя
электронно-лучевые индикаторы. На индикаторы могут быть вы-
званы два кадра, характеризующие состояние СЭС: «Структура
СЭС» и «Напряжение на шинах». Эти кадры дают следующую ин-
формацию: наличие исправных и отказавших, включенных и от-
ключенных источников питания; нагрузку источников относительно
номинальной мощности; напряжение на шинах распределительных
устройств; величину зарядного и разрядного тока аккумулятор-
ных батарей и др.
При необходимости на индикаторы может выводиться текстовая
информация об отказах в СЭС и рекомендации экипажу по устра-
нению последствий отказов.
Вопросы для самоконтроля
1. Перечислите методы контроля систем электроснабжения.
2. Как осуществляется встроенный контроль в блоках СЭС?
ГЛАВА 14
НАДЕЖНОСТЬ СИСТЕМ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
14.1. Основные понятия
Надежность определяется стандартом как свойство системы со-
хранять во времени в установленных пределах значения всех пара-
метров, характеризующих способность выполнять требуемые функ-
ции в заданных режимах и условиях применения, технического
обслуживания, ремонтов, хранения и транспортирования.
Надежность — сложное свойство, которое в зависимости от
назначения объекта и условий его применения характеризуется та-
кими показателями, как безотказность, долговечность, ремонто-
пригодность и сохраняемость.
Безотказность — свойство системы сохранять работоспособ-
ность в определенных условиях эксплуатации, ремонтопригод-
ность — приспособленность системы к обнаружению и устранению
отказов. Под долговечностью понимается свойство системы сохра-
нять работоспособность с необходимыми перерывами для техничес-
кого обслуживания и ремонтов до предельного состояния, оговорен-
ного в технической документации, а под сохраняемостью — свой-
ство сохранять работоспособность в условиях хранения. Система
считается работоспособной, если она удовлетворяет всем техничес-
ким требованиям, предъявляемым к ее основным (рабочим) харак-
теристикам и параметрам.
271
Отказ системы — событие, заключающееся в том, что система
полностью перестала выполнять заданные функции, т. е. работо-
способность системы нарушается. Конкретное содержание понятия
отказа должно быть четко сформулировано перед анализом надеж-
ности, так как от этого зависят ее количественная оценка и требо-
вания к надежности системы.
При анализе безотказности системы электроснабжения под от-
казом СЭС будем подразумевать прекращение подачи электрической
энергии ко всем распределительным устройствам или отклонение по-
казателей качества электроэнергии на всех распределительных уст-
ройствах за пределы норм, установленных ГОСТ 19705—81. Такой
отказ иногда называют «обесточиванием самолета». При ,отказах
отдельных частей системы она может продолжать выполнять свои
функции частично (частичная работа системы _электросн„абжеш1я),
т. «. обеспечивать'электроэнергией только наиболее, важных по-
требителей, поэтому целесообразно рассматривать различныё уров-
ни функционирования СЭС, на которых электрическая энергия под-
водится только к части РУ. Вместо термина «безотказность» при
оценке свойств системы, которая может выполнять функции на не-
скольких уровнях, используют понятие «функциональная эффектив-
ность».
Для каждого типа ВС потребители по категориям распределя-
ют на основе анализа влияния работы данного потребителя на
безопасность полета, выявляя, к какому виду особых ситуаций ве-
дет прекращение питания электрической энергией данного потре-
бителя — к усложнению условий полета, опасной или аварийной
ситуации. Такое распределение целесообразно проводить, исполь-
зуя методы экспертных оценок, привлекая для этой цели летный
состав. Обычно J1Hадизируют функциональную эффективность СЭС
при всех возможных комбинациях отказов маршевых. двигателей
(каналов генерирования). Для каждого уровня функционирования
указывается перечень потребителей, которых еще можно обеспечи--
вать энергией.
Отказ одного или нескольких каналов генерирования называют
частичной работой СЭС, отказ всех каналов генерирования и вспо-
могательной силовой установки — аварийным режимом работы
СЭС: потребители питаются только от аккумуляторной батареи.
Для упрощения расчета показателей функциональной эффек-
тивности СЭС необходимо провести декомпозицию системы. СЭС
разделяют на подсистемы:
первичную систему электроснабжения, включающую первичную
систему генерирования, состоящую в свою очередь из отдельных
каналов генерирования, и первичную систему распределения. Вхо-
дами первичной СЭС являются выходные валы коробок приводов
маршевых двигателей и вспомогательной силовой установки, выхо-
дами первичной системы генерирования - ЦРУ. Выходы первич-
272
ной системы генерирования служат входами первичной системы
распределения;
вторичную систему электроснабжения, также состоящую из
систем генерирования и распределения. Входами вторичной системы
являются выходы первичной системы, выходами -- РУ вторичной
системы;
систему аварийного питания — аккумуляторные батареи, ге-
нераторы с приводом от ветродвигателя, преобразователи. Входами
ее можно считать, например, зажимы аккумуляторной батареи-,'вы-
ходами — РУ аварийного питания.
Рассматривая подсистемы, необходимо учитывать устройства
переключения, с помощью которых переключают шины ЦРУ или
РУ от одной подсистемы к другой (например, от первичной системы
к системе аварийного питания). Соответствующие каналы генери-
рования формируют из функциональных блоков, к которым (на-
пример, для систем электроснабжения переменного тока постоянной
частоты) относятся: привод постоянной частоты вращения, генератор
переменного тока, регулятор напряжения, аппараты (блоки) управ-
ления и защиты и т. п. Функциональные блоки состоят из множест-
ва элементов, которым присущи два несовместных вида отказа:
к. з. и обрыв. Отказы функциональных блоков, являющиеся след-
ствием отказов их элементов, классифицируют по видам в соответ-
ствии с их влиянием на качество электрической энергии в точках ре-
гулирования; повышение (понижение) напряжения, повышение
(понижение) частоты, автоколебания частоты или напряжения, к. з.
на фидере генератора и т. п. Характерной особенностью системы
электроснабжения по сравнению с другими сложными системами
является наличие широко разветвленной системы защиты, которая в
исправном состоянии при возникновении отказов в функциональ-
ных блоках отключает канал генерирования. Система электроснаб-
жения при этом продолжает функционировать, но на другом
уровне.
Отказы самой защиты в зависимости от их влияния на канал
генерирования электрической энергии можно разделить на две
группы: отказы, приводящие к ложному срабатыванию защиты и
отключению исправного канала генерирования, и отказы, не изме-
няющие состояния канала генерирования до тех пор, пока не про-
изойдет отказ функционального блока. Такие отказы аппаратов
защиты называют «скрытыми».
Отказ функционального блока приводит к отказу канала гене-
рирования. При исправной защите отказы функциональных бло-
ков вызывают отказ канала вида «канал отключен». При наличии
скрытых отказов защиты возможны и другие виды отказов одиноч-
ного канала генерирования: повышение или понижение напряжения
и неотключение неисправного канала, повышение или понижение
частоты и неотключение неисправного канала и т. п. За исходные
данные для расчета принимают интенсивности видов отказов функ-
273
циональных блоков, которые определяют путем обработки статисти-
ческих данных, полученных в процессе эксплуатации, или расчетом
по их характеристикам интенсивностей отказов элементов, из кото-
рых сформирован блок.
14.2. Расчет показателей функциональной эффективности
Отказы элементов и, следовательно, состояния системы явля-
ются событиями случайными, поэтому для количественной оценки
их функциональной эффективности используют вероятностные по-
казатели. Как правило, такими показателями служат вероятности
функционирования системы на определенных Дгх уровнях: Р (Лг,
О-
Обработка статистических материалов показывает, что в период
эксплуатации возникают главным образом внезапные отказы.
Постепенные, обусловленные старением и износом элементов, возни-
кают очень редко. Поэтому при расчетах вероятностей принимают
следующие допущения: поток отказов — простейший, т. е. стацио-
нарный пуассоновский поток; перед каждым полетом обеспечива-
ется исправное состояние системы, так как ее перед каждым поле-
том проверяют, и отказы, возникшие за время предыдущего полета,
устраняют. Поэтому расчет ведется на время полета /.
Вероятность того что за время полета t не произойдет отказ,
для простейшего потока определяется выражением
P(t) = e~Kt, (14-1)
где X — интенсивность потока отказов.
Расчет показателей функциональной эффективности наиболее
строго проводится методами, основанными на рассмотрении про-
цесса изменения состояний как марковского случайного процесса*
Случайный процесс называется марковским, если для каждого мо-
мента времени t0 вероятность любого состояния в будущем (t >- /0)
зависит только от ее состояния в настоящее время (t — и не
зависит от того, каким образом и когда система пришла в это со-
стояние, т. е. как развивался процесс в прошлом.
В качестве математической модели СЭС принимают модель слу-
чайного процесса с дискретными состояниями и непрерывным вре-
менем (непрерывная марковская цепь). Использование модели
СЭС в виде непрерывной марковской цепи основано на допущении,
что все потоки отказов, переводящие систему S из состояния в со-
стояние, пуассоновские. Для того чтобы описать дискретный мар-
ковский процесс с непрерывным временем, необходимо знать сле-
дующие характеристики: перечень возможных состояний с указа-
нием возможных непосредственных переходов из состояния в со-
стояние, интенсивности всех потоков событий - - плотности вероят-
274
костей переходов X, под влия-
нием которых осуществляются
зти переходы и в общем случае
состояние системы в начальный
момент при t = 0.
Вероятности состояний си-
стемы могут быть найдены ин-
тегрированием системы диффе-
ренциальных уравнений Колмо-
горова. До написания уравне-
ний целесообразно составить
размеченный граф состояний
(рис. 14.1). При написании
уравнений руководствуются сле-
Рис. 14.1. Граф состояний канала ге-
нерирования
дующим правилом: в левую часть каждого уравнения записы-
вают производную вероятности состояния, в правую часть помещают
столько членов, сколько стрелок графа связано с этим состоянием.
Если стрелка на графе направлена из состояния, соответствующий
член имеет знак «—», если в состояние — знак «+». Каждый член
равен произведению плотности вероятности перехода, соответствую-
щей данной стрелке, на вероятность того состояния, из которого
исходит стрелка.
Расчет показателей функциональной эффективности СЭС начи-
нается с расчета вероятностей безотказной работы и вероятностей
возникновения определенных видов отказов канала генерирования.
Из исправного состояния So (при t 0, Р (So, 0) = 1) после отка-
за одного из функциональных блоков канал генерирования в зави-
симости от вида отказа может перейти в одно из трех состояний.
1. Канал отключен (50ТКЛ), если защита по данному виду / =го
(/ — 1, k) отказа предусмотрена, и она исправна. Вероятности та-
ких переходов (группа I, рис. 14.1) определяются уравнениями:
откл.и _ р (S^ ()_ х. g_Af (14 2)
dt
п
где А -- 2 А,.- — сумма интенсивностей всех видов отказов, переводящих ка-
/=1
нал генерирования из состояния So в любое иное.
При Р (So, 0) = 1
Р (So; откл, 0 = (ХДА) [1 -exp (-A0J. (14.3)
Обычно А/ < 1, поэтому
Р (Sqj откл, 0 ~ ^jt- (И.4)
2. Отказ канала вида т — S()m (т = 1, р), если защиты по
m-му виду отказов функционального блока не предусмотрено. Ве-
275
роятность этих переходов (группа II, рис. 14.1) определяется фор-
мулой, аналогичной (14.4):
Р (50 т> 0 ~ I- (14-5)
3. Скрытый отказ вида i (t — 1, I) в канале генерирования Soi
(блок защиты канала). Вероятность переходов такого рода (груп-
па III, рис. 14.1)
dP (Sa i , t)
---.... ^.P {s0, 0-(Л-М P (S0i, t). (14.6)
dt
Решение этого уравнения можно получить в виде
P(Soi, (14.7)
При возникновении второго отказа канал генерирования из со-
стояния SOi с одним «скрытым отказом» вида i также может перейти
в одно из трех состояний: канал отключен, если отказала защита
от последствий отказа вида i, а затем произошел отказ вида k =И= i
(группа/V, рис. 14.1); канал отказал, вид отказа определяется ви-
дом второго отказа, а защита по этому виду отказов не предусмот-
рена (группа V, рис. 14.1); канал отказал, вид отказа обусловлен
видом отказа (/ = г), защита от последствий которого отказала
раньше (группа VI, рис. 14.1).
Приближенно вероятности переходов в эти состояния
Р (^oi /откл* 0 ~ t2. (14.8)
Вследствие того что вероятности переходов канала генерирова-
ния из исправного состояния в состояние отказа по транзитным
путям, содержащим более двух скрытых отказов, существенно
меньше, чем по транзитным путям с одним и двумя отказами, ими
можно пренебречь. Вероятность возникновения отказов трех и более
элементов в одном канале за время полета очень мала.
Для того чтобы при анализе и расчете учесть сочетания всех ви-
дов отказов функциональных блоков, удобно формализовать поря-
док расчета, используя таблицы несовместных состояний.
Вероятности видов отказов канала Р (50ТКЛ), Р (Som) опреде-
ляют как сумму вероятностей всех состояний, имеющих одинаковые
последние индексы (откл).
Вероятность безотказной работы канала
k р 1 k X-
P(S0, 0=1-2 2 2 /2, (14,9)
/ = 1 tn — 1 1=1 / = 1
Приближенное решение задачи можно получить, используя мето-
ды, основанные на анализе канонического уравнения надежности,
или логико-вероятностные методы. Особенно удобно их использо-
вать в тех случаях, когда последовательность возникновения отка-
276
зов функциональных блоков не имеет значения (скрытых отказов
нет).
Метод расчета надежности на основе канонического уравнения.
Безотказность системы можно оценить по формуле полной вероят-
ности
w
Р(АьО= 2 P(Sj, t)PWSj), (14.10)
/= 0
где Р (Аг, t) — вероятность выполнения функций на t-м уровне; Р (Sj, t) —
вероятность возникновения Sj-ro состояния в системе электроснабжения;
So — состояние при безотказной работе всех функциональных блоков систе-
мы (под блоками системы в данном случае подразумевают каналы генерирова-
ния, участки сети и т.п.); Sj (/ = 1, п) — состояние системы при возникнове-
нии /-Й комбинации отказов блоков; Р (Aj/Sj) — условная вероятность, ха-
рактеризующая выполнение функций на заданном Аг- уровне при Sj состоя-
нии системы.
Значение Р (A JSj) определяется структурой системы, функцио-
нированием аппаратов защиты и устройств, обеспечивающих парал-
лельную работу каналов, и защитой системы распределения.
Значения вероятностей состояний Р (Sj, t) вычисляют на осно-
вании канонического уравнения надежности
П 1^04-^1(04----+^/(01-1, (14.11)
* = 1
где п — число функциональных блоков; (/) — вероятность безотказной
работы k-ro блока; q^i (/), ..., qki (0 — вероятность отказа k-ro блока 1, 2, ...,
I вида.
Так как
ръ (0 + qhr (0 + - - - + qhi (0 ---= 1, (н. uy
то, преобразуя произведение сумм в сумму произведений, получим
П [Pfe(O + <7/u(O+---+<7/U (0Р-
k = 1
= Pi (0 Р-2 (t)- -Рп (04-Vqu (t)--qnl (t)^
= P(S0, 0+P(S1, /) + ---+P(S„, /). (14.13)
Каждый член этой суммы соответствует значению вероятности
определенного состояния, но при этом не учитывается порядок пере-
хода системы из одного состояния в другое, т.е. порядок возникнове-
ния отказов. Поэтому такой способ целесообразно использовать
для расчета уровней функциональной эффективности системы, со-
стоящей из п однотипных каналов, порядок отключения которых
безразличен, или для оценки вероятности безотказной работы сис-
темы распределения электрической энергии.
277
Для определения значений ph (/), qhi (f) используют данное,
полученные для каналов генерирования расчетом (учитывая скры-
тые отказы), а для других элементов — участков сети, переключаю-
щих контакторов, реле — статистические данные об их отказах в
виде ^-характеристик (X = const). Значения условных вероятнос-
тей Р (AilSj) определяют на основе анализа структуры системы.
Они могут принимать лишь два значения: 0 или 1, так как если сис-
тема находится в некотором S,-m состоянии, то она выполняет или
не выполняет свои функции на заданном уровне.
Основные требования к функционированию защиты системы
электроснабжения, как правило, сводятся к следующему: система
защиты должна обладать надежностью и селективностью. Надеж-
ность защиты — совокупность свойств, обусловливающих выпол-
нение функций, связанных со срабатыванием защиты при возник-
новении ненормального режима в зоне действия защиты и несраба-
тыванием ее под влиянием каких-либо других причин, не вызванных
ненормальным режимом. Неисправности в самой аппаратуре защиты
не должны приводить к ложному отключению исправных элементов
системы электроснабжения.
Селективность защиты — совокупность свойств, обусловливаю-
щих выполнение функций, связанных с несрабатыванием защиты в
данной зоне при возникновении ненормального режима в другой
зоне, т. е. свойств, обеспечивающих отключение только поврежден-
ного элемента системы электроснабжения. Таким образом, свой-
ства надежности защиты проявляются только в зоне ее действия, а
свойства селективности — при возникновении ненормального ре-
жима вне зоны защиты. По существу оба понятия входят в понятие
эффективности действия системы защиты, выражающее степень при-
способленности системы к выполнению заданных функций при опре-
деленных условиях эксплуатации. Эффективность действия защиты
определяют по формуле полной вероятности
т
W(A)^= 2 P(Sj)P(AlSj),
।
где P (Sj) (j -- 1, m) — вероятность возникновения в результате отказа не-
нормального режима в /-й зоне; Р (AlSj) — условная вероятность правиль-
ного функционирования защиты при возникновении ненормального режима в
/-й зоне.
При определении Р (А/Sj) необходимо учитывать, что в дей-
ствии аппаратуры защиты могут возникать два вида отказов: от-
казы, связанные с несрабатыванием аппаратов защиты при возник-
новении ненормального режима Sy в их зоне действия (пропуск не-
нормального режима), и отказы, связанные со срабатыванием аппа-
ратов защиты t-й зоны при возникновении ненормального режима в
/-й зоне (/ = 1, ..., / #= г, ..., т) — ложное срабатывание. Таким
образом, условная вероятность Р (AISj) представляет собой услов-
278
\
ную вероятность сложного события, состоящего в том, что при воз-
никновении /-го ненормального режима сработает аппаратура ьй
зоны защиты и не сработает аппаратура защиты всех остальных
зон.
14.3. Влияние надежности системы электроснабжения
на безопасность полетов
\/ Действующими нормами летной годности самолетов гражданс-
кой авиации СССР безопасность полетов определяется как свой-
ство авиационной транспортноЙ~'^истемь1, заключающееся в ее
способности осуществлять воздушные перевозки без угрозы для
жизни и здоровья людей. Для количественной оценки безопаснос-
ти полета обычно используют вероятностные критерии, характери-
зующие возможность возникновения в полете той или иной особой
ситуации:
P(S0C) -P(Sj) P(Snc/Sj).
где Р (Sj) — вероятность Sj-ro воздействия; Р (Soc-'Sj) — условная вероят-
ность, характеризующая возможность возникновения особой ситуации при
Sj-m воздействии.
Особая ситуация — совокупность условий, связанных с по-
тенциальным снижением уровня безопасности полетаГОйД возни-
кает в результате отказов авиационной техники, воздействия’’внеш-
них неблагоприятных факторов, недостатков в наземном обеспечении
полета, ошибок и нарушений правил эксплуатаций Т. ТГ. По степени
опасности особые ситуации разделяют на усложненные условия
, полета, сложные, аварийные и катастрофические.
Усложненные условия полета характеризуются необходимостью
повышенного внимания вденов экипажа к ттсточникам йТЪознйкно-
вения. Такая ситуация не связана с нёмёддеЖ
на полета и не требует для благополучного завершения полета экст-
ренных действий экипажа. В сложной ситуации предотвращение
перехода ее в аварийную или катастрофическую ситуацию может
быть обеспечено своевременными и правильными действиями членов
экипажа, в том числе и немедленным изменением плана, профиля
или режима полета. Аварийная ситуация характеризуется необхо-
димостью экстренной посадки. Для предотвращения перехода ее в
катастрофическую требуется высокое профессиональное мастерство
членов экипажа. Катастрофическая ситуация определяется кзк
ситуация, при которой предотвращение, гибели практически невоз-
можно.
Вероятность возникновения той или иной особой ситуации
можно определить по формуле полной вероятности
/’(Soc) = S/>(Sj)/>(Soc/Sj)I
1
279
где Р (50С) — полная вероятность особой ситуации по всем п воздействующем
факторам Sj, приводящим к ее возникновению; Р (Sj) — вероятность воздей-
ствия вида Sf, Р (Soc/Sj) — условная вероятность возникновения особой си-
туации при воздействии вида Sj.
Влияние категорий уровней функционирования системы элект-
роснабжения на безопасность полетов можно учитывать вероятно-
стью
Pj(Soc) = P(Sj)P(Soc/Sj),
где Sj — состояния системы электроснабжения, соответствующие опреде-
ленным уровням функционирования.
Функционирование СЭС на уровне, при котором возникает не-
обходимость отключения потребителей III категории, приводит к
усложнению условий.полета, отключение потребителей II и III ка-
тегорий — к сложным ситуациям, функционирование СЭС в режи-
ме аварийной работы — к аварийным, а отказ СЭС —• к катастрофи-
ческим ситуациям. На расчетные значения суммарных вероятностей
возникновения особых ситуаций установлены верхние предельно
допустимые значения на 1 ч полета: для усложненных условий по-
лета — 10~3, для сложной ситуации — 10~4, для аварийной —
менее 10~в и для катастрофической ситуации — менее 10~7.
Рассматривая систему электроснабжения как одну из подсис-
тем ВС, можно установить нормы на расчетные значения вероятности
возникновения соответствующих уровней функционирования систе-
мы исходя из того, что составляющие соответствующих сумм долж-
ны быть на два порядка меньше суммарного значения. Необходимо
учитывать, что количественная оценка возможности возникновения
событий с малыми значениями вероятности является весьма слож-
ной проблемой.
К структуре систем электроснабжения предъявляют ряд требо-
ваний, обеспечивающих высокий уровень ее надежности:
единичные отказы любых элементов СЭС не должны приводить ’
к отказам всех первичных или вторичных источников энергии;
при отказе одного источника энергии при двух и трех одно-
типных источниках, установленных на борту, и отказе двух из че-
тырех и более источников должно сохраняться или автоматически
восстанавливаться питание всех потребителей I и II категорий; до-
пускается отключение потребителей III категории;
при отказе всех основных каналов системы электроснабжения
питание потребителей I категории должно сохраняться или авто-
матически восстанавливаться после включения аварийного источ-
ника питания;
аварийная система электроснабжения должна обеспечивать
питание только потребителей I категории. Время питания оговари-
вается специальными требованиями. Так, для самолетов средних и
дальних магистральных линий время питания от аварийной систе-
мы не ограничено, вследствие чего на них устанавливают вспомо-
280
га\ельные силовые установки или аварийные источники с приводом
от ветряных двигателей. Аккумуляторные батареи устанавливают
на всех типах ВС.
Вопросы для самоконтроля
1. Что такое скрытые отказы в СЭС?
2. Почему при анализе надежности обычно не учитывают возможность
возникновения более двух отказов?
3. В чем суть расчета надежности СЭС на основе канонического уравне-
ния?
4. Как оценить влияние СЭС на безопасность полетов?
ГЛАВА 15
ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ СИСТЕМ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
15.1. Тенденции развития систем электроснабжения
Анализ тенденций развития систем электроснабжения отечест-
венных и зарубежных самолетов гражданской авиации показывает,
что установленная мощность источников электрической энергии в
ближайшее десятилетие достигнет 250—300 кВ • А. В качестве пер-
вичной системы на основных типах самолетов будет использоваться
система переменного трехфазного тока напряжением 200/115 В, час-
тотой 400 Гц. Источниками энергии останутся бесконтактные гене-
раторы с интегральными приводами постоянной частоты вращения,
с вращающимися выпрямителями, имеющие жидкостные (масляные)
системы охлаждения с замкнутым циклом.
К общим недостаткам всех видов таких систем относят их высо-
кую стоимость, большие эксплуатационные расходы, а также отно-
сительно малую надежность. Это послужило причиной исследова-
ний возможностей использования систем постоянного тока высокого
напряжения (до 270 В) в качестве основной с магнитоэлектрически-
ми генераторами с возбуждением от постоянных магнитов из новых
магнитных материалов (на основе самария-кобальта). К достоин-
ствам систем постоянного тока (по сравнению с СЭС переменного
тока) относят лучшие условия параллельной работы каналов гене-
рирования, простоту системы защиты и управления, существенно
меньшую массу сети.
Создание бесконтактных генераторов постоянного тока с напря-
жением до 300 В и мощностью до 200 кВ • А не вызывает особых
технических трудностей. Сложнее обстоит дело с созданием бес-
контактных двигателей постоянного тока на 30 кВ • А и полупровод-
никовых коммутационных аппаратов на токи в сотни ампер с до-
281
пустимыми массовыми и габаритными показателями. При разработке
электрических двигателей большое внимание уделяется использова-
нию постоянных магнитов из самария-кобальта. Разработка бес-
контактной коммутационной аппаратуры связана с использованием
тиристоров (уже имеются тиристоры на токи в несколько тысяч
ампер) и главным образом полевых транзисторов. Применение СЭС
постоянного тока повышенного напряжения позволит снизить массу
сети на 70 %.
Для повышения надежности электромашинного привода в та-
ких системах можно использовать трехфазные асинхронные двига-
тели с короткозамкнутым ротором, управлять которыми будут тирис-
торные преобразователи постоянного тока в переменный регулируе-
мой частоты и напряжения (для частотного управления двигателя-
ми).
Количественных изменений установленной мощности в буду-
щем можно ожидать вследствие изменения соотношения между
видами вспомогательной энергии.
Современные ВС имеют две основные вспомогательные энергети-
ческие системы: электрическую и гидравлическую, однако только
электрическая система обладает потенциальной возможностью
обеспечивать энергией все оборудование ВС. До последнего време-
ни считалось, что электрические приводы, особенно большой мощ-
ности, имеют большую массу и меньшее быстродействие по сравне-
нию с гидроприводами. С появлением электрических двигателей с
высокой удельной мощностью и малой инерционностью рассматри-
вается возможность создания самолетов с единой вспомогательной
энергетической системой — электрической. Применение единой
системы будет способствовать повышению надежности, ремонто-
пригодности и снижению массы. Масса единой системы оказывается
на 5—10 % меньше суммарной массы систем. Установленная мощ-
ность электрической системы увеличивается при этом примерно
вдвое. Пики нагрузок, создаваемые приводами большой мощности,
предполагается покрывать за счет перегрузочной способности элект-
рической системы, применения электромеханизмов с механическими
накопителями энергии (маховиками). По наиболее пессимистичес-
ким оценкам полная замена гидравлических и пневматических уст-
ройств электрическими произойдет через 20—30 лет, при условии
интенсивной работы над элементами СЭС постоянного тока все это
время.
Развитие микроэлектроники и силовой полупроводниковой тех-
ники приводит к коренным изменениям систем управления, регули-
рования и защиты СЭС ВС: использованию цифровой вычислитель-
ной машины в контуре управления системы электроснабжения и
применению так называемых мультиплексных систем в системе
распределения электрической энергии. Применение ЦВМ и мульти-
плексных систем позволит существенно повысить надежность СЭС
и снизить ее массу.
282
15.2. Применение микропроцессоров для управления СЭС
Дальнейшее развитие СЭС будет связано с широким внедрени-
ем микропроцессоров в аппаратуру управления и защиты канала
генерирования. Большие функциональные возможности микропро-
цессоров обусловливают их широкое использование во всех систе-
мах ВС, в том числе и в СЭС. Применение микропроцессоров для
управления и защиты канала генерирования обеспечит:
более высокую точность стабилизации напряжения и частоты
(повышение точности существующих аналоговых регуляторов связа-
но со значительными аппаратурными затратами и поэтому невы-
годно);
расширение функций контроля и защиты при минимальных
аппаратурных затратах;
замену «жесткой» логики управления на программно-перестраи-
ваемую, что позволит использовать один и тот же тип аппаратуры
управления с различными системами электроснабжения;
гибкое сопряжение системы генерирования с мультиплексной
информационной шиной для управления распределением электро-
энергии между потребителями.
На рис. 15.1 показан один из первых вариантов микропроцессор-
ного блока управления каналом генерирования БУГ. Основными
элементами БУГ являются: восьмиразрядный микропроцессор МП
с постоянными запоминающими устройствами ПЗУ емкостью 4Кх8
бит и оперативным запоминающим устройством ОЗУ емкостью
16КХ8 бит;
12-разрядный аналого-цифровой преобразователь АЦП с ком-
мутатором; нормализатор аналоговых сигналов НА, который преоб-
разует фазные токи /г и напряжения Щ генератора к требуемому
уровню АЦП\ преобразователь дискретных сигналов ПД управле-
ние. 15.1. Микропроцессорный блок управления каналом гене-
рирования
283
о
Д' контактору
Рис. 15.2
+2В
Рис. 15.3
Рис. 15.2. Оптоэлектронный преобразователь уровня
Рис. 15.3. Принципиальная схема силового усилителя
ния F, характеризующих состояние канала (положение выклю-
чателей, вспомогательных контактов контакторов и т.п.); счетчики
угловой скорости привода со и частоты сети f СЧ\ восьмиразрядная
шина данных ШД\ устройство ввода-вывода УВВ\ блок усилителей
У для исполнительных элементов канала генерирования и индика-
ции.
Преобразователи дискретных сигналов уровня 28 В к уровню
5 В выполнены с оптоэлектронной связью (рис. 15.2), что обеспечи-
вает гальваническую развязку входных и выходных сигналов, улуч-
шая помехозащищенность МП, Для управления обмотками сильно-
точных контакторов (до 5 А) применяются усилители с составными
транзисторами (рис. 15.3).
Программная часть БУГ состоит из отдельных модулей: ввода
сигналов, управления реле, задания начальных условий и т. д.
Программа БУГ имеет объем 4К байтов ПЗУ. Для записи перемен-
ных требуется ОЗУ с объемом памяти 256 байтов. Функции, выпол-
няемые в модулях защиты и управления, состоят главным образом
из логических операций допускового контроля и обработки одно-
битовой информации. Рассмотренный вариант микропроцессорного
БУГ не обеспечивает измерения действующих значений токов и
напряжений, и, кроме того, регулирование напряжения осуществля-
ется не программными, а аппаратными средствами, что связано с не-
достаточным быстродействием применяемого микропроцессора.
Основными информационными параметрами, характеризующими
состояние СЭС переменного тока, являются фазные токи, напряже-
ния и частота. Все требования ГОСТ 19705—81 задаются примени-
тельно к действующим значениям напряжений и токов, однако су-
ществующая элементная база обеспечивает измерение только ампли-
тудных или средневыпрямленных значений сигнала. Поэтому при
наличии высших гармонических составляющих в кривых тока и на-
пряжения существующие измерители будут иметь методические
погрешности. Определить действующее значение сигнала можно
284
путем соответствующей математической обработки исходной ин-
формации, что может быть осуществлено только с помощью микро-
процессора.
Особенностями СЭС объясняются сравнительно высокие требо-
вания к быстродействию микропроцессоров, используемых для ре-
гулирования напряжения. Бесконтактный синхронный генератор
упрощенно может быть представлен математической моделью в виде
апериодического звена второго порядка. Анализ цифровых систем
управления показывает, что время цикла Т цифрового регулятора
для объектов второго порядка должно удовлетворять неравенству
Т<0,1(Тв + Тв.в),
где Тъ — постоянная времени обмотки возбуждения; TBtB — постоянная вре-
мени обмотки возбуждения возбудителя.
В противном случае увеличение времени цикла приведет к ухуд-
шению качества процессов регулирования напряжения. С учетом
значений Тв и 7\в для современных генераторов Т < (1-4-3) мс.
Время цикла Т при простейшем алгоритме регулирования склады-
вается из времени измерения действующих значений трех фазных
напряжений и тока возбуждения возбудителя. В соответствии с
теоремой Котельникова для точного определения действующего
значения напряжения необходимо за период основной гармоники
выполнить не менее 2Р измерений мгновенных значений напряже-
ния, где Р — номер высшей гармоники напряжения (для СЭС отме-
чались Р = 37 и более). Следовательно, время, отводимое на обра-
ботку одного измерения, не должно превышать нескольких микро-
секунд, причем за это время микропроцессор должен выполнить по
крайней мере одну операцию умножения. Отсюда ясно, что быстро-
действие микропроцессора при регулировании напряжения должно
быть высоким.
Число разрядов АЦП иМП определяется исходя из требуемой
точности вычисления действующих значений токов и напряжений.
Если число разрядов АЦП и микропроцессора одинаково и равно
Z, то на основании центральной предельной теоремы можно полу-
чить
где N — число мгновенных измерений сигнала за период; Д — допустимая
относительная погрешность вычисления действующего значения.
Так, для вычисления действующего значения напряжения с погреш-
ностью менее 0,5 % при девяти отсчетах число разрядов Z > 7.
С учетом знакового разряда Z = 8 полученное соотношение позво-
ляет заключить, что минимально необходимая разрядность вход-
ного АЦП, а также микропроцессорного устройства обработки ин-
формации равна восьми.
285
Совершенствование микропроцессоров осуществляется чрезвы-
чайно высокими темпами. К настоящему времени имеются микропро-
цессоры, удовлетворяющие необходимым требованиям для реализа-
ции всех требуемых функций по управлению, защите и регулирова-
нию канала генерирования СЭС. Наиболее перспективными являют-
ся однокристалльные 16- и 32-разрядные микропроцессоры, обла-
дающие большими вычислительными возможностями. Предполагает-
ся, что к 1991 г. будут созданы многоразрядные микропроцессоры
с тактовой частотой 100—150 МГц.
Весьма перспективными для управления СЭС являются аналого-
вые микропроцессоры. Аналоговые микропроцессоры имеют встро-
енные аналого-цифровые и цифроаналоговые преобразователи. Вход-
ная информация в таких микропроцессорах поступает в аналоговой
форме. Внутри процессора она преобразуется в цифровую, и даль-
нейшая обработка информации ведется в цифровой форме по про-
грамме, заложенной в микропроцессор. После обработки информа-
ция обратно преобразуется в аналоговую форму. Поскольку вход-
ная и выходная информация является аналоговой, то такие процес-
соры получили название аналоговых микропроцессоров (АМП).
Они могут выполнять функции любой аналоговой схемы: генериро-
вать колебания, осуществлять фильтрацию сигнала, кодировать
и декодировать сигналы в реальном времени. Так как основная об-
работка сигналов в АМП ведется в цифровой форме, то они обеспе-
чивают по сравнению с обычными аналоговыми устройствами очень
высокую точность и стабильность преобразования сигнала, а бла-
годаря наличию перестраиваемой программы они могут быть на-
строены на различные алгоритмы обработки сигналов, что обеспе-
чивает им широкие функциональные возможности.
Для аналоговых процессоров характерна высокая производи-
тельность при выполнении операций умножения и сложения. На
рис. 15.4 показан микропроцессор 2920 фирмы «Intel». Подобную
структуру имеет отечественный аналоговый микропроцессор
КМ1813ВЕ. В состав АМП 2920 входят следующие блоки: G —
генератор тактовой частоты; ППЗУ — программируемое постоянное
запоминающее устройство хранения команд с информационным объе-
мом 4528 Бит (192 24-разрядных числа); ОЗУ — оперативное запо-
минающее устройство с информационным объемом 1000 бит (40 25 —
разрядных чисел) имеет два выхода А и В и один вход; РГ1 — много-
функциональный регистр, реализует функции регистра АЦП по-
следовательного счета и регистра ЦАП\ Рг2 — сдвиговый регистр
(сдвигает информацию от двух разрядов влево и до 13 разрядов впра-
во); арифметико-логическое устройство АЛУ имеет 25 разрядов, один
из которых знаковый и реализует арифметические и логические
операции с фиксированной запятой; AM — аналоговый мульти-
плексор, который может подключать к входу АЦП любой из четы-
рех (О—3) входных аналоговых сигналов, по входу 3 возможна пе-
редача цифровых сигналов в ОЗУ; АК — аналоговый коммутатор
286
Рис. 15.4. Структурная схема аналогового микропроцессора
выходов (0—8), в зависимости от состояния управляющих входов
М/ и М2 обеспечивает вывод аналоговой информации или последо-
вательный вывод цифровых сигналов; ЦАП имеет девять разря-
дов. Система команд АМП включает операции сложения, умноже-
ния, сдвига и др. Каждая команда выполняется за четыре такта,
минимальная длительность исполнения команды 600 нс. Конструк-
тивно АМП размещен в 28-выводном корпусе.
Аналоговый микропроцессор позволяет выполнить всю несило-
вую часть регулятора напряжения в одной микросхеме. При этом
регулятор будет обладать меньшей статической ошибкой и обеспе-
чивать высокие показатели качества в переходных режимах при
работе с генератором любой мощности, так как имеется возможность
программным путем корректировать закон регулирования.
На основе отечественного аналогового микропроцессора был
создан измеритель напряжений фаз и частоты для системы перемен-
ного тока 115/200 В, 400 Гц. Действующие значения напряжений
фаз и частоты измеряют с погрешностью, не превышающей десятых
долей процента.
Применение аналоговых процессоров позволит повысить качест-
во электрической энергии, снизить стоимость аппаратуры управле-
ния каналом генерирования и уменьшить время ее проектирования.
15.3. Применение мультиплексных систем
для управления распределением электроэнергии
На ВС устанавливают сотни приемников электрической энер-
гии, для управления которыми используется большое число ли-
ний. Так, например, иа самолете Ил-86 установлено более 320
287
различных приемников, применено более 1020 автоматов защи-
ты сети, более 600 автоматов переключения резервных линий.
Общая длина проводов самолета «Конкорд» составляет 234 км,
а их масса 1842 кг. Причем 70—80% массы проводов приходит-
ся на информационную распределительную сеть. Такой значи-
тельный объем потребителей вызывает необходимость автома-
тизации управления распределением электроэнергии. До настояще-
го времени использовалось ручное управление включением прием-
ников. Это создавало большую загрузку экипажа и могло быть
причиной ошибочных действий, особенно в сложных ситуациях при
отказах в каналах генерирования. Поэтому для повышения на-
дежности электропитания и разгрузки экипажа предусматрива-
ется создание микропроцессорной автоматической системы распре-
деления электрической энергии между приемниками. Эта система
на основе анализа состояния каналов генерирования и с учетом
этапов полета осуществляет автоматическое подключение или от-
ключение приемников.
Для снижения числа проводов управления приемники по их
размещению на ВС объединяют в группы. Управление приемника-
ми в пределах группы осуществляется с помощью отдельного цент-
ра управления нагрузками (ЦУН). ЦУН связаны с головным микро-
процессором, формирующим команды управления, с помощью муль-
типлексного канала.
Мультиплексный канал передачи информации представляет
собой линию в виде коаксиального кабеля или витой пары проводов.
Для повышения надежности используют несколько независимых
линий, работающих параллельно или поочередно. Каждый канал
является двунаправленной линией связи для передачи последова-
тельных цифровых данных в режиме разделения времени. Для ко-
дирования информации в мультиплексном канале применяют после-
довательный код «Манчестер-II». Согласно этому коду логическая
«1» кодируется изменением сигнала с низкого уровня до высокого,
а логический «0» — с высокого до низкого.
Передача данных по каналу периодически инициируется от
микропроцессорного управляющего устройства (головного микро-
процессора). Обмен данными осуществляется между управляющим
устройством и терминалами, установленными в центрах управления
нагрузками. При передаче информации используются три вида ко-
довых посылок длиной 24 разряда. Управляющее устройство выда-
ет управляющую посылку, в которой указывается адрес терминала
и режим обмена информацией. Соответствующий терминал подго-
тавливается к приему информации. За управляющей посылкой
следуют информационные слова. После приема последнего слова
(число слов указывается в управляющей посылке) терминал с за-
держкой передает ответную посылку, подтверждающую прием ин-
формации. Передача данных сопровождается контролем всей выход-
ной последовательности импульсов.
288
Число терминалов, подключаемых к мулы индексной шине, оп-
ределяется разрядностью адреса управляющей посылки. Обычно
допускается подключение до 32 терминалов. В состав терминала вхо-
дят: трансформаторы, согласующие входное сопротивление терми-
нала с волновым сопротивлением линии, устройства приема и пере-
дачи, входные и выходные преобразователи, схемы контроля и син-
хронизации. Терминал может осуществлять последовательное уп-
равление несколькими десятками устройств (нагрузками).
Основными элементами схемы управления нагрузками (рис. 15.5)
являются: центры управления нагрузок ЦУН, мультиплексная ши-
на, микропроцессорное управляющее устройство МПУУ. В состав
ЦУН входят терминал Т и набор силовых ключей СК. Силовые клю-
чи по команде управляющего устройства подключают или отключают
нагрузку Н к распределительному устройству РУ. В качестве клю-
чей используются бесконтактные автоматы защиты и коммутации
(БАЗК).
Для передачи информации наиболее подходящими представляют-
ся волоконно-оптические линии связи (ВОЛС), обладающие боль-
шой гибкостью, широкодиапазонносгью, малой массой и невоспри-
имчивостью к электромагнитным помехам, создаваемым посторон-
ними источниками. Под оптической линией связи понимают обычно
стекловолоконный световод, заключенный в кабель для обеспече-
ния необходимой прочности, гибкости и защиты от внешних механи-
ческих и атмосферных воздействий. В волоконно-оптическую линию
связи, помимо собственно линии передачи, входят электронно-оп-
тические преобразователи, оптические ответвители и фильтры, фо-
кусирующие системы.
Применение ВОЛС позволяет существенно повысить плотность
потока передаваемой информации по сравнению с кабельными ли-
Рис. 15.5. Структурная схема управления нагрузками с помощью
мультиплексного канала
289
ниями связи. Скорость передачи информации ВОЛС достигает
10 Мбит/с, а при использовании многоканальных линий передачи —
300 Мбит/с. В качестве оптических излучателей используют полу-
проводниковые светодиоды или лазерные диоды, а в качестве при-
емников — фотодиоды. Основным недостатком ВОЛС является
сравнительно высокое затухание сигнала в световоде и особенно в
ответвителях, что ограничивает число терминалов.
Опыт внедрения мультиплексных систем распределения для са-
молетов военной авиации показал их высокую эффективность. Так,
для самолета В1 система позволила отказаться от применения
29 000 проводов, или от 91,7 км проводки, а также позволила умень-
шить массу на 544 кг.
Вопросы для самоконтроля
1. Каковы тенденции развития систем электроснабжения ВС?
2. В чем преимущества применения микропроцессоров в системах элект-
роснабжения?
СПИСОК РЕКОМЕНДУЕМОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Брускин Д. И., Зубакин С. И. Самолеты с полностью
электрифицированным оборудованием.— Итоги науки и техни-
ки.— Электрооборудование транспорта. Т. 6. М., ВИНИТИ, 1986.
128 с.
2. М о и н В. С. Стабилизированные транзисторные преобра-
зователи. М.; Энергоатомиздат, 1986. 376 с.
3. Микроэлектронные электросистемы. Применение в радио-
электронике / Ю. И. Конев, Г. Н. Гулькович, К. П. Полянин и
др. Под ред. Ю. И. Конева. М.: Радио и связь, 1987. 240 с.
4. Синдеев И. М. Электроснабжение летательных аппара-
тов. М.: Транспорт, 1982. 272 с.
5. Справочник по преобразовательной технике / Под ред.
И. М. Чиженко. Киев.: Техника, 1978. 447 с.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Автоколебание:
частоты 41
напряжения 85
Автоматизация управления СЭС 185
Аккумуляторы 161
Активное сопротивление проводов 247
Ампер-секундная характеристика 250
Анализ устойчивости регулирования,
частоты 39
напряжения 77
Аналоговая система контроля 267
Аналоговый микропроцессор 386
Аппарат коммутационный бесконтак i
ный 256
Апериодический ток 202
Астатическая настройка 65
Балластное сопротивление 117
Безопасность полетов 279
Безотказность 271
Бесконтактный аппарат защиты 258
Векторная диаграмма:
датчика активного тока 106
— реактивного тока 106
синхронного генератора 107
Встроенный самоконтроль 268
Выключатель центробежный 87
Генератор синхронный бесконтакт-
ный 69
Генератор постоянного тока 73
Гибкий валик 12
Гндродвигатель 18
Гидронасос 17
Датчик:
активного тока 105
реактивного 106
Демпферная обмотка 90
Дискриминатор 220
Дифференциальный редуктор 14
Долговечность 271
Жесткость:
гибкого вала 12
механической характеристика 25
Зарядная емкость 163
Защита:
дифференциальная 231
от повышении напряжений 21 <4
от понижении напряжений 81/
Золотник 31
Измерение час ю in 226
Измеритель фазных напряжений IU.I
Измерительный орган с двусторои
ним питанием 92
Инвертор 141
Индуктивное сопротивление проводов
247
Интегральный гидропривод 21
Интенсивность отказов 213
Исправное состояние 265
Источник тока химический 160
Классификация отказов 199
Ключ транзисторный 54
Коммутация:
диодов 61
тиристоров 153
Конвертор 144
Контроль автоматизированный 264
Короткое замыкание 200
Корректор частоты 33
Корректор электромагнитный 35
Коэффициент искажения формы 45
Коэффицент самовыравнивания при-
вода 39
Коэффициент самовыравнивания ге-
нератора 75
Магистральная сеть 248
Магнитный поток 73
Магнитный усилитель 51
Максимально-токовая защита 250
Масса:
конструктивная 9
полетная 9
удельная 9
Метод:
статических характеристик 48
мнимостатических характеристик $$
Механизм отключения привода 23
Механическая сила 63
Механическая характеристика:
гидропривода 21
пневмопривода 25
Модулятор 60
Момент:
привода 37
инерции 37
Мощность:
активная 96
реактивная 96
удельная 9
Мультиплексный канал 288
Муфта:
обгонная 13
храповая 13
Надежность 27|1
Небаланс тока 234
Неисправное состояние 265
Ненормальные режимы 198
Несимметрии напряжений 233
Номинальная емкость 163
Обмотка:
рабочая 63
температурной компенсации 79
уравнительная 116
Обратная связь:
гибкая 82
жесткая 80
Особая ситуация 279
Отдача по емкости 164
Отдача по энергии 164
Отказ:
внезапный 200
постепенный 499
Отказы скрытые 276
Падение напряжения 247
Параллельная работа генераторов 95
Пауза на нуле 143
Перенапряжение 213
Платформа корректора 9
Погрешность измерительных устройств
49
Поперечный ток 420
Потеря напряжения 246
Предохранитель:
инерционный 252
плавкий 251t
тугоплавкии7251
Преобразователь:
рднофазный 141
статический 140
трехфазный 148
электромашинный 86
Приведенные переходные напряжения
44
Привод:
гидромеханический 16
непосредственный 11
пневмомеханический 23
Провода авиационные 242
Пусковой ток 86
Работоспособное состояние 265
Разгрузка силовых транзисторов 261
292
Разрядная емкость 170
Распределительное устройство 238
Расчет сети 244
Реактор 129
Регулирование широтно-импульсное
56
Регулятор напряжения:
на магнитных усилителях 51
релейный 54
тиристорный 57
транзисторный 54
угольный 62
Регулятор:
угловой скорости 30
центробежный 30
частоты 29
Режим:
непрерывного тока 54
прерывистого > 54
Реле дифференциальное 185
Саморазряд 164
Самосинхронизация 109
Сверхпереходный ток к. з. 203
Селективность защиты 272
Серводвигатель 30
Сеть замкнутая 240
Сеть разомкнутая 239
Синхронизатор:
активный 113
пассивный 111
Синхронизирующая мощность 102
Системы электроснабжения:
вторичная 6
первичная 5
Система ПСПЧ 151
Сопловый аппарат 24
Сопротивление аккумулятора 168
Сохранность аккумулятора 173
Стабилизатор:
импульсный 138
последовательный 137
многофазный 140
Стабилизирующий трансформатор 82
Стабилизирующее сопротивление 80
Стартер-генератор 13
Статизм:
положительный 64
отрицательный 65
Статическая ошибка регулирования:
напряжения 78
частоты 42
Схема выпрямления 126
Схема Скотта 150
Температурная компенсация 78
Тепловой разгон 176
Тепловые автоматы 252J
Термическая устойчивость 257
Тиристорный выпрямитель 135
Точная синхронизация НО
Точность стабилизации;
напряжения 78
частоты 42
Транзисторные ключи 260
Трехфазный выпрямитель 129
Турбина 24
Угол коммутации 132
Угольный столб 62
Ударный ток к. з. 203
Удельная емкость 163
— энергия 163
Управление микропроцессорное 283
Уравнение:
возбудителя 70
генератора переменного тока 70
генератора постоянного тока 76
корректора частоты 35
привода 39
регулятора БРН 53
регулятора частоты 32
угольного регулятора 67
характеристическое 77
Уравнитель частот 115
Уравнительная обмотка 117
Уровень функционирования 274
Усилитель мощности 61
Усложненные условия полета 279
Установившийся ток к. з. 203
Устройство:
зарядное 179
измерительное 48
фазосдвигающее 59
» кольцевое 144
Функциональная эффективность 274
Характеристика;
переходная 210
Ц-образная 103
угловая 101
Хранение аккумуляторов 181
Цепи уравнительные 108
Цифровая система контроля 267
Цифровой регулятор 283
Частичная работа 272
Чувствительность измерительного ор-
гана 49
Штепсельный разъем 244
Электродинамическая устойчивость
255
Электромагнитная сила 63
ОГЛАВЛЕНИЕ
От авторов...................................................... 3
Введение........................................................ 5
Раздел I. Электроэнергетические узлы и системы регулирования. 11
Глава 1. Привод авиационных генераторов.........................11
1.1. Непосредственный привод генераторов от авиационного
двигателя.................................................11
1.2. Классификация приводов постоянной частоты вращения
синхронных генераторов...................................131
1.3. Гидромеханический привод.............................16
1.4. Пневмомеханический привод............................23
Глава 2. Регуляторы частоты вращения синхронных генераторов. 27
2.1. Требования к точности стабилизации частоты...........27
2.2. Грубый и точный каналы регулирования частоты .... 29
2.3. Привод постоянной частоты вращения как объект регули-
рования частоты...........................................37
2.4. Анализ статики и динамики процессов регулирования час-
тоты .....................................................40
Глава 3. Регуляторы напряжения авиационных генераторов ... 44
3.1. Требования к точности поддержания напряжения .... 44
3.2. Принципы построения систем регулирования напряжения 46
3.3. Измерительные устройства регуляторов напряжения и
способы их включения......................................48
3.4. Регуляторы напряжения на магнитных усилителях . . 51
3.5. Транзисторные регуляторы напряжения..................53
3.6. Тиристорные регуляторы напряжения....................58
3.7. Угольные регуляторы напряжения.......................62
Глава 4. Статика и динамика процессов регулирования напряжения
авиационных генераторов.........................................68
4.1. Генератор переменного тока как объект регулирования
напряжения................................................68
4.2. Анализ динамики процессов регулирования напряжения
генератора переменного тока ............................. 71
4.3. Генератор постоянного тока как объект регулирования
напряжения................................................73
4.4. Анализ динамики процессов регулирования напряже-
ния генераторов постоянного тока ........................ 77
4.5. Методы повышения точности и устойчивости регулирова-
ния напряжения генераторов постоянного тока..............78
4.6. Особенности эксплуатации регуляторов напряжения . . 84
Глава 5. Регулирование частоты и напряжения электромашинных
преобразователей .......................................... 86
5.1. Общие сведения................................... . 86
294
5.2. Регулирование частоты тока электромашинных преоб-
разователей .............................................88
5.3. Регулирование напряжения электромашинных преобра-
зователей .............................................. 91
Гл а в а 6. Автоматизация распределения нагрузок при параллельной
работе авиационных генераторов . .............................. 95
6.1. Включение генераторов на параллельную работу. . . 95
6.2. Методы распределения нагрузок между генераторами при
параллельной работе................................... 96
6.3. Параллельная работа генераторов переменного тока ... 99
6.4. Датчики активных и реактивных токов генераторов . . . 104
6.5. Автоматизация включения генераторов на параллельную
работу..................................................109
6.6. Параллельная работа генераторов постоянного тока . . 116
6.7. Влияние неидентичности параметров каналов генериро-
вания электроэнергии постоянного тока на распределе-
ние нагрузки.......................................... 118
Глава 7. Статические преобразователи рода тока.................125
7.1. Статические преобразователи переменного тока в посто-
янный............................................... 125
7.2. Работа трансформаторно-выпрямительных блоков под на-
грузкой ................................................131
7.3. Способы стабилизации напряжения выпрямителей . . . 134
7.4. Импульсные стабилизаторы вторичных систем электро-
снабжения ............................................. 137
7.5. Статические преобразователи постоянного тока в перемен-
ный ................................................... 140
7.6. Статические преобразователи переменного тока перемен-
ной частоты в переменный ток постоянной частоты 400 Гц. 151
Глава 8. Аккумуляторные батареи................................160
8.1. Химические источники тока ....................... . 160
8.2. Авиационные свинцовые аккумуляторные батареи .... 165
8.3. Авиационные никель-кадмиевые и серебряно-цинковые
аккумуляторные батареи..................................173
8.4. Совместная работа аккумуляторных батарей с генерато-
рами постоянного тока или выпрямительными устройст-
вами . . ........................................... . 178
8.5. Бортовые устройства для подзаряда авиационных батарей 179
8.6. Эксплуатация авиационных аккумуляторных батарей . . 181
Раздел II. Управление системами электроснабжения и их защита.
Распределение электрической энергии .......................... 185
Глава 9. Автоматизация управления системами электроснабжения 185
9.1. Управление системами электроснабжения постоянного
тока.................................................. 185
9.2. Управление подключением наземных источников борто-
вой сети ............................................ 190
9.3. Управление системами электроснабжения переменного
тока при одиночной работе генераторов................. . 194
Г л а в а 10. Ненормальные режимы в системах электроснабжения 198
10.1. Общие сведения ............................... . 198
295
10.2. Короткие замыкания в системах электроснабжения пере-
менного тока .......................... ................ 200
10.3. Повышение и понижение напряжения и частоты в систе-
мах электроснабжения переменного тока ........ 206
10.4. Короткие замыкания в системах электроснабжения посто-
янного тока......................................... 208
10.5. Повышение и понижение напряжения в системах электро-
снабжения постоянного тока ............. 213
Глава 11. Защита систем электроснабжения.................. . 214
11.1. Назначение и основные требования ... . ...........214
11.2. Защита системы электроснабжения от повышения и по-
нижения напряжения . . ............................. . 216
11.3. Защита от понижения и повышения частоты...........225
11.4. Защита генераторов и их фидеров от коротких замыканий 229
11.5. Защита от обрыва фаз и несимметрии фазных напряжений 233
11.6. Защита от небаланса полного тока . ......... 234
Глава 12. Системы распределения электрической энергии и их за-
щита ................................................... 237
12.1. Классификация систем............................ 237
12.2. Провода системы распределения и методы расчета элект-
рических сетей....................................... 242
12.3. Максимальная токовая защита ......................250
12.4. Бесконтактные аппараты защиты и коммутации ..... 257
12.5. Эксплуатация систем распределения электрической энер-
гии . . . . '........................................ 262
Глава 13. Системы электроснабжения как объекты контроля . . . 265
13.1. Методы контроля систем электроснабжения...........265
13.2. Встроенные системы контроля.......................268
Глава 14. Надежность систем электроснабжения...............271
14.1. Основные понятия................................ 271
14.2. Расчет показателей функциональной эффективности . . 274
14.3. Влияние надежности системы электроснабжения на безо-
пасность полетов .............................. ....... 279
Глава 15. Перспективы развития систем электроснабжения . . .281
15.1. Тенденции развития систем электроснабжения ...... 281
15.2. Применение микропроцессоров для управления СЭС . . 283
15.3. Применение мультиплексных систем для управления рас-
пределением электроэнергии........................... 287
Список рекомендуемой литературы..............................290
Предметный указатель.........................................291