CC BY
17
ИЗВЕСТИЯ
ТОМСКОГО ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ ПОЛИТЕХНИЧЕСКОГО ИНСТИТУТА имени С. М. КИРОВА
Том 212
1971
ИССЛЕДОВАНИЕ АСИНХРОННОГО РЕЖИМА СИНХРОННЫХ ЯВНОПОЛЮСНЫХ МАШИН
Е. В. Кононенко, Т. В. Чешева
(Представлена научным семинаром кафедр электрических машин и общей электротехники)
В настоящей статье приведены результаты исследований асинхронного режима двух синхронных явнополюсных двигателей, отличающихся друг от друга наличием неполной (машина № 1) и полной (машина № 2) демпферной обмотки на роторе. Номинальная мощность каждой машины 7,5 ква, ин=400 в, 2р = 6, пн=1000 об/мин. Параметры машины и экспериментальные характеристики асинхронного режима [М0 = Г(э); I — Цэ)] для этих машин были опубликованы в [1]. Использование результатов работы [1] позволило, не проводя эксперимента, провести анализ асинхронного режима машин с различной несимметрией ротора. [2]. Использование для расчетов цифровой вычислительной машины сделало возможным проведение довольно широких исследований влияния параметров машины и степени несимметрии ротора на пусковые характеристики синхронных машин. Поскольку расчеты асинхронного режима (имеются в виду статические пусковые характеристики, то есть зависимости среднего асинхронного момента и тока статора от скольжения) проводились по трем методам [2]: точным, приближенным и комбинированным, то результаты данных исследований дали возможность оценить применимость и степень точности каждого из этих методов.
Расчеты точным методом проводились на цифровой вычислительной машине М20. Приближенным и комбинированным методом пусковые характеристики рассчитывались вручную с использованием значений операторных сопротивлений ХаО^) и Хд^э), рассчитанных по общим формулам [2] на цифровой вычислительной машине. Следует отметить, что все расчеты велись в диапазоне скольжений от 0 до 1,0 для 16 значений с увеличенным количеством точек в области полусинхронной скорости, при четырех значениях активного сопротивления обмотки статора: г = 0; 0,0246; 0,05; 0,1. В цепь обмотки возбуждения обеих машин включались дополнительные сопротивления различных значений, равные 3,7 (^ — сопротивление обмотки возбуждения), 9 Яг, 16 Нь 24 Расчеты выполнялись в относительных единицах.
Проведенные исследования позволили сделать вывод о том, что раздельное рассмотрение явлений по продольной с1 и поперечной я осям ротора (приближенный метод) справедливо лишь тогда, когда обмотка статора является сверхпроводящей (г = 0), то есть потокосцеп-ление статора обратной последовательности равно нулю, или когда ротор выполнен симметричным [Х^э) =Хч(]б)]. В реальных двигателях с несимметричным ротором приближенный метод расчета является ие-
7. Зак. 4917.
97
точным. Пользуясь приближенным методом, нельзя, например, обнаружить провал в кривой электромагнитного момента вращения, пульсирующего момента и тока статора при полусинхронной скорости.
Исследования показали, что вид пусковых характеристик синхронной явнополюсной машины в основном определяется величиной и отношением установившихся значений операторных сопротивлений Xd(js) и Xq(js). Наличие магнитной несимметрии приводит к тому, что кривая среднего асинхронного момента Мс, в отличие от асинхронных двигателей, проходит нулевое значение при s>0, а при синхронной скорости вращения—Мсо=й=0. Величина Мсо зависит от степени магнитной несимметрии, определяемой разностью синхронных индуктивных сопротивлений по d и q осям, и активного сопротивления обмотки статора г
1 r(xd —X.)2
Мсо = -
(Г2 + Xdxq)^
и2.
(1)
Рассматриваемые свойства пусковых характеристик оказывают существенное влияние на пуск двигателя, особенно на завершающем этапе — при втягивании в синхронизм. Применение же приближенных методов расчета не позволяет выявить этих особенностей. На рис. 1 приведены для сравнения механические характеристики обеих машин, рассчитанные точным и приближенным методами. Сравнивая эти характеристики, видим, что пренебрежение активным сопротивлением обмотки статора в рассматриваемых примерах приводит к недопустимо большим погрешностям. Объясняется это прежде всего разностью установившихся значений операторных сопротивлений по осям ротора при соответствующих скольжениях. Изменение модулей этих сопротивлений представлено на рис. 2. В случае, когда ХдОз) =ХЧ^э), приближенный метод становится точным. На рис. 1 представлены кривые Мс = Цз) для четырех значений г. Из рис. 1 видно, что значения пускового момента уменьшаются с увеличением г. Кроме того, с увеличением г уве-
с)
1 'с 2.0
1,0 0
г*о
г ^0,0246
/ 7Г0.05
У 0.1
0.2 0.4 0.6 О,
10
7 = 0,0246 7 = 0
Ч—г
\ 4
\ г=oros
Mi
2.0
10
4k
20
10
2=0 ---^ г»о.а г-0.0 5 г<гб ^
А \ ™ I
Г
0,2 0.6 0.8 1.0
0
-—
/ А г ¡■—*™-
' V '--0,1
Г \ г=о.05 t
0.2
U 0.6
0.8
10
0.2
0.4
0.6
0.8
(О
Рис. 1. Механические характеристики синхронных двигателей: а) расчет приближенным методом (машина № 1); в) расчет точным методом (машина № 1); с) расчет приближенным методом (машина № 2); д) расчет точным методом
(машина № 2)
Рис. 2. Зависимости модулей установившихся значений операторных сопротивлений от скольжения при различных сопротивлениях внешней цепи: а) для машины № 1, в) для машины № 2
личивается зона провала в области полусинхронной скорости, а вершина провала смещается в область малых скольжений. Расхождение характеристик Мс = 1(б)9 рассчитанных точным и приближенным методами, увеличивается с увеличением г.
Влияние параметров демпферной обмотки на пусковые характеристики синхронной машины можно проследить по рис. 3. Здесь изображены зависимости IЛc = f{s)J 1 = Г (э) и Мпл^'Цв) (пульсирующий момент) для обеих машин, во внешнюю цепь которых включено сопротивление, равное 24Кь Параметры демпферной обмотки по поперечной оси у машины с полной демпферной обмоткой почти в два раза меньше, чем у машины с неполной демпферной обмоткой, и разница в установившихся значениях операторных сопротивлений ХаО^) иХд^э) значительно уменьшилась, что видно из рис. 2, 3. Это обстоятельство привело к уменьшению величины провала в области полусинхронной скорости на механической характеристике (при г=0) и уменьшению пульсирующего момента при пуске. На величину тока статора это обстоятельство почти ке сказалось (незначительно увеличился пусковой ток у машины с полной демпферной обмоткой).
Влияние дополнительного сопротивления, включенного в цепь обмотки возбуждения, на пуск синхронных двигателей можно проследить на рис. 4. Чем больше величина сопротивления обмотки статора, тем более заметно влияние дополнительного внешнего сопротивления в области малых скольжений и тем менее оно сказывается при пуске [Мс = 1(б)]. Установлено также, что чем большей несимметрией ротора обладает машина, тем большее значение минимального дополнительного сопротивления необходимо включить во внешнюю цепь, чтобы ма-
7
99
а)
6)
Мс 2.0 V
0
1
4,0 2.0
С)
2.0
О
\ _---
/ II.
1\
0.2 0,4 0.6 0,8 10
{ I \ "" """ /
■Лщ- ¿¡г 1
2. У
0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
2
/л-/У _ __ — г — ~~ —
М.
•1.0
3,7«,
V
Ь)
4 0
2.0
Мм
с)
1 о
0.2 0.4 0,6 0,8 10
о
0.2 ОА 0,6
0.1
/
1/щ >
\2iif
0.2 ОА 0,6 0.8 1,0
а*
\_24Rf
син-
Рис. 3. Пусковые характеристики машин,
во внешнюю цепь которых включено со- Рис 4 Пусковые характеристики противление, равное 24 Иь а) кривая 1 хроНных машин б зависимости от допол-(машина № 2); в) кривая 2 (машина нательного сопротивления, включаемого № 1). Параметры машин по продоль- в обмотки возбуждения
ной оси одинаковы. Сплошные линии — г = 0,1; пунктирные линии — г —О
шина могла преодолеть область полусинхронной скорости и достигнуть полной синхронной скорости. Увеличение сопротивления возбуждения уменьшает провал в механической и токовой характеристиках и приводит к уменьшению пульсирующего момента в области малых скольжений, что является важным положительным фактом.
Сравнение действующих значений тока статора также указывает на расхождение кривых I = Г (я), рассчитанных точным и приближенным методами, особенно это расхождение проявляется в области полусинхронной скорости (рис. 5). Величина провала, которая не может быть обнаружена приближенным расчетом при весьма заметном г, в основном зависит от значения активного сопротивления обмотки статора: с увеличением г провал в кривой тока сглаживается, а пусковой ток уменьшается.
Из кривых (рис. 5 и 6) видно, что амплитуда пульсирующего момента и тока статора при синхронной скорости и вращения практически не зависит от величины активного сопротивления обмотки статора;
5,0 4.0
3.0
2,0
10
о о.г о,4 о,б о,а 1.о
Рис. 5. Кривые изменения тока статора для машины № 1; расчет приближенным методам (пунктирные линии), расчет точным методом (сплошные линии)
Я
0,2 0,4 0,6 0,8 <(0
Рис. 6. Кривые изменения амплитуды пульсирующего момента для двигателя с неполной демпферной обмоткой (машина № 1) от скольжения, рассчитанные точным методом для различных г
Z =0,0246 ~ *.....>
\
\V
=о,< •
значение же Мпл достигает значительной величины в зависимости от параметров машины и степени несимметрии ротора.
Для тех же синхронных машин были рассчитаны статические пусковые характеристики и комбинированным методом [2]. Результаты расчета сведены в табл. 1 для машины № 1 — с неполной демпферной обмоткой и активным сопротивлением обмотки статора, равным 0,0246. Анализ результатов расчета показал нецелесообразность использования комбинированного метода для расчета статических пусковых ха-
Таблица 1
М(
0,2
О,-
0,48
0,6
1,0
Точный метод —0,001 1,36 0,45 0,02 2,08 1,88
Приближ. метод 0 1,39 1,48 1,52 1,54 1,63
Комбинир. метод 0,79 1,9 1,24 —3,03 3,42 2,85
рактеристик синхронных машин. Для убедительности сделанного вывода в таблице приведены значения среднего асинхронного момента, рассчитанные для соответствующих скольжений точным и приближенным методами. Поскольку характеристики I = £(э), рассчитанные комбинированным методом, являются аналогичными тем, что рассчитаны приближенным методом, то сделанный нами вывод о нецелесообразности применения комбинированного метода касается в основном только мо-ментных характеристик синхронных машин.
ЛИТЕРАТУРА
1. В. J. Chalmers, А. К. A garwal. Importance of direct and quadrature — axis damper impedances in startinq performance of salif:nt-pole motors, Proc. IEE, v. 113, № 4, 1966.
2. E. В. Кононенко., Т. В. Чешева. О методах расчета пусковых характеристик синхронных явнополюсных машин (настоящий сборник).
