Рабочие характеристики электропривода колебательного движения с машиной двойного питания Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Глебов И.А., Кашарский Э.Г., Рутберг Ф.Г. Синхронные генераторы в электрофизических установках. — Л.: Наука, 1977. — 197 с.

2. Глухих В.А. Мощные энергетические комплексы современных электрофизических установок // Импульсные источники энергии: Тез. докл. 3 Всес. конф. — М.: ЦНИИатоминформ, 1989. — C. 169—170.

3. Mark H. Electromagnetic Launch Technology: The Promise and Problems // IEEE Transactions on Magnetic. — 1990.— Vol. 25, № 1. — P. 17—19.

4. Горбачев Г.Н. Источники питания генератора озона // Электротехника. — 1993. — № 11. — С. 63—65.

5. Чучалин А.И., Муравлев И.О., Сафьянников И.А. Дисковый индукторный генератор // Электромеханика. — 2000. — № 4. — С. 27—31.

6. Чучалин А.И., Муравлев И.О., Сафьянников И.А. Математическое моделирование индукторного генератора дискового типа // Электричество. — 2001. — № 11. — С. 30—35.

7. Бессонов Л.А. Теоретические основы электротехники. — М.: Высшая школа, 1973. — 752 с.

8. Chuchalin A.I., Muravlyov I.O., Safyannikov I.A. Heating and cooling of disk inductor generator // VI International Scientific and Practical Conference of Students, Post-graduates, and Young Scientists, Modern techniques and technology, MTT'2000, February 28 — March 3, 2000, TPU, Tomsk, Russia, 2000. — Р. 170—172.

9. Chuchalin A.I., Muravlyov I.O., Safyannikov I.A., Rossamakhin I.N. Energetic parameters of inductor generator // The Third Russian-Korean International Symposium on Science and Technology, KORUS'99, Abstracts, June, 20—25, 1999 at Novosibirsk State University, Novosibirsk, Russia, 1999. — Vol. 2. — Р. 807.

УДК 621.34

РАБОЧИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ЭЛЕКТРОПРИВОДА КОЛЕБАТЕЛЬНОГО ДВИЖЕНИЯ С МАШИНОЙ ДВОЙНОГО ПИТАНИЯ

А.В. Аристов

Томский политехнический университет E-mail: [email protected]

Представлены результаты исследований колебательных комплексов на основе электрических машин углового и линейного движения. Основное внимание уделено машинам двойного питания, работающих непосредственно в режиме вынужденных колебаний. Проведен анализ рабочих частотных, регулировочных и механических характеристик данного класса электроприводов, представлены новые алгоритмы управления, обеспечивающие резонансный режим работы.

В последнее время все большее распространение приобретают безредукторные колебательные электроприводы (КЭП), построенные на базе практически всех типов серийно выпускаемых электрических машин, работающих непосредственно в режиме периодического движения. Это обусловлено рядом таких преимуществ, как: исключение потерь энергии в дополнительных механических звеньях преобразования движения, снижение мощности управления и повышения надежности всей системы в целом. Простота и удобство сопряжения электрических машин с электронными узлами управления, возможность плавно и на ходу регулировать параметры механических колебаний при обеспечении высокой равномерности движения, широкий диапазон воспроизведения колебаний по частоте, амплитуде и форме - все это предопределяет бурное развитие и широкое применение КЭП на их основе [1].

Как правило, для создания колебательного режима работы используются те же принципы управления, что и в следящих системах, а именно, применение различных видов модуляции напряжений (токов) при питании обмоток исполнительных двигателей. Различают три основных вида модуляции: линейно-фазовую, балансно-амплитудную и балансно-частотную [2].

Все виды модуляции, положенные в основу возбуждения колебаний, имеет определяющее значение при построении конкретных, специализированных КЭП. Так, одновременно с преимуществами следящих систем по управляемости, такие способы возбуждения режима мягкого периодического реверса как амплитудный и частотный сохраняют и их основной недостаток - необходимость применения специальных задающих устройств периодических сигналов. С точки зрения режима работы электромеханического преобразователя, более выгодна в энергетическом отношении балансно-частотная модуляция питающих токов. Но, с другой стороны, управление электрической машиной требует двух регулируемых по частоте мощных генераторов тока, работающих отдельно на каждую из фаз обмотки исполнительного двигателя и управляемых от отдельных задающих устройств. Подключение одной из фаз двигателя непосредственно к сети в данном случае невозможно. Все это, как известно, приводит к значительному увеличению мощности управления. В итоге сложность и трудность создания управляемых по частоте генераторов с малой девиацией частоты сдерживает распространение КЭП с частотно-токовым управлением.

Наиболее перспективным следует признать использование линейно-фазовой модуляции, кото-

Известия Томского политехнического университета. 2003. Т. 306. № 3

рая может быть реализована, например, за счет раз-ночастотного питании фаз исполнительного двигателя; при непрерывном изменении фазового сдвига между питающими напряжениями; путем питания одной из фаз постоянным, а других - переменным токами [2].

Фазовый способ возбуждения колебательного режима работы позволяет получить диапазоны плавного регулирования по амплитуде, частоте и положению нейтрали колебаний до четырех порядков, дает возможность создавать колебания без специальных задающих устройств периодических сигналов.

Одним из направлений повышения энергетических и динамических показателей колебательных электроприводов является построение их на основе машины двойного питания (МДП), когда одноименные статорные и роторные обмотки исполнительного двигателя соединены попарно параллельно [3]. При этом существенно возрастает КПД и мощность привода за счет компенсации инерционности нагрузки и формирования в колебательном двигателе синхронных свойств. В синхронном режиме мгновенные значения скорости изменения колебательного электромагнитного поля и подвижного элемента двигателя совпадают, скольжение отсутствует, что приводит к снижению потерь на нагрев, улучшению динамических показателей колебательной системы в целом.

Основные свойства колебательной машины двойного питания определяются рядом ее характеристик. В первую очередь к ним относятся ампли-тудно-фазочастотные кинематические (силовые), регулировочные и механические характеристики, которые могут быть получены для установившегося режима работы МДП на основании решения уравнения движения.

Однако выражения эти весьма громоздки и требуют при своем анализе большого объема вычислений, что делает затруднительным применение их для дальнейшего получения практических выводов. Поэтому, с целью наглядности и простоты исследования влияния параметров электрической машины, нагрузки и источников питания на рабочие характеристики МДП следует использовать ряд упрощающих допущений, в частности:

- рассматривать установившиеся режимы работы МДП, когда амплитуда колебаний подвижного элемента не превышает половины геометрического базового размера положения ротора (бегуна) обобщенного электродвигателя;

- если закон колебания подвижного элемента электродвигателя не имеет определяющего значения, то находить рабочие характеристики для первой гармоники колебаний;

- считать параметры нагрузки в процессе работы постоянными и независящими от времени;

- при необходимости определять отклонение выходных параметров относительными или среднеквадратичными величинами.

С учетом вышесказанного, первую гармоническую составляющую обобщенного колебательного электромагнитного усилия можно представить, как

р = аг^

Мэм,1 (Г) = Мт ■ БШ(ОГ + р),

едел

/2 + /2 + /2 +_^/м_

Jm0 Jm1 Jm 2 [1 + 2(П)]0,5

х[/т 0 + /т 2 ■ 2 (О)]

/м! эт щ + /т 2 вт а + 'по сое а

где амплитуда Мт и фаза р определяются выражениями

Мп =\

(1)

/т! с0*¥+ /т 2 соэ а- П вШ а

Здесь, амплитуды первых гармонических составляющих эквивалентных пускового /т1, демпфирующего /т0 и позиционного /т2 усилий, а также комплексный коэффициент нагрузки Z(Q) и фаза Т рассчитываются для колебательного режима работы на частоте О по выражениям:

/т! = [М12 + М32 ■ 302(Хп)+М32■ 31(Хм) + + 2М1 ■ М3 ■ 30(Хм) Мщ - Щъ) -

- 2М1Мз32 (Хт ) СОЭС^! + Щз - 2о) -

-, 0,5

- 2Мз2 ■ 3о(Хт) ■ Л (Хм )соэ2(Щз-а) ] ;

/т0 =О ■ Хм

{#1 +#5[30(Хм ) + 32(Хт )]};

/т2 = 2М5 ■ (Хт ) ■ Хт ;

+ аг^

М1 + Мз30 (Хт )втщз -

-Мз 32 (Хт) эт(2а - щз) ; М1 С0ЭЩ1 + Мз Л (Хт )соэщз -'

-Мз 32 (Хт) соэ(2а - щз)

2(О) = (С"1 + М5 - Ь О2)/(Д - N. - #5)О. (2)

V / V мех 5 мех ' V мех 1 5 /

В представленных формулах: /0(Хт), Шт), 4%т) - функции Бесселя первого рода; Хт, О, а- амплитуда, частота и начальная фаза установившегося закона колебаний; М - гармонические составляющие колебательного электромагнитного усилия;

Кжх, - коэффициенты инерционного, демпфирующего и позиционного усилий нагрузки.

Соотношения (1) и (2) являются базовыми и описывают совместно с законом движения координаты подвижного элемента МДП искомые ампли-тудно-фазочастотные кинематические %т(О), а(О), а>т(О) и силовые Мт(О), р(О) характеристики, а также механические амплитудные (О = уаг) и мгновенные (/ = уаг) характеристики по координате Хт(Мт); Х(Мэм) и скорости Ют(Д»); а(Иш) для различных видов нагрузки. Они определяют и всю гамму регулировочных характеристик %т(а,, О, Т), а(а, О, Т), ат(а, О, Т), 8(а, О, Т), мт(а, О, т),

р(а, О, при подстановке в них зависимостей /0, 1ш\ и и от функций регулирования.

В виду того, что представленные соотношения являются трансцендентными уравнениями (первая гармоническая составляющая колебательного электромагнитного усилия выражена через амплитуду и фазу выходных колебаний), то методика определения рабочих характеристик сводится, по существу, к построению для заданных параметров электрической машины, нагрузки и функций регулирования семейства зависимостей

М = Мхт ,а); [р = ЛСх, а).

Методом последовательных приближений, в качестве первого из которых целесообразно выбирать первое приближение закона движения, рассчитанное согласно методики [4], по графикам производят доопределение значений Мш и р, которые являются исходными данными для расчета новых значений %ш и а

Хт —

Mm

Q( Ямех - fmo) -[l + Z 2(Q) ] 1

0,5

а — p - arctg

Z (Q)

o.e.

лиженные соотношения, определяющие составляющие колебательного электромагнитного усилия как

Затем производят новое доопределение, и расчет повторяют до тех пор, пока не будет достигнута требуемая точность результатов расчета.

В качестве примера на рис. 1 приведены результаты совместного решения уравнений (1), (2) с помощью ПЭВМ при нагрузке LMex = 18,7 o.e.; Яжх = 2,0 o.e.; Cжхл = 0 на частоте Q = 0,1 о.е. для различных значений начальной фазы а закона движения подвижного элемента двигателя.

Установлено, что при принятых допущениях вместо выражений (2) можно использовать приб-

/то = N + /»! =4М1 + м32;

1т2 = М 5-

Их максимальные отклонения от /ш0, /ш1 и /ш2 при Хш< 1 не превышают 12 %, что позволяет значительно облегчить анализ рабочих характеристик и дает вполне приемлемые для большинства инженерных расчетов результаты. Для первого приближения рабочие характеристики МДП представлены табл. 1, 2.

В качестве примера на рис. 2 приведены ампли-тудно-фазочастотные характеристики (АФЧХ) МДП, разработанной на базе серийного электродвигателя 4АК160S8У3, входящей в состав системы воспроизведения асимметричных колебаний вибротранспортной технологической установкой горизонтального снаряжения трубчатых изделий АЭС. Анализ их показывает, что при малом механическом демпфировании (Лжх<1) на амплитудно-частотной характеристике (кривая 1) отчетливо наблюдается резонансный максимум, определяемый соотношением между электромагнитным позиционным усилием /ш2, развиваемым МДП и величиной инерционной нагрузки Хмех. Согласно принципа электромеханической аналогии, возрастающий участок АЧХ соответствует емкостному характеру нагрузки (^О)>0), а падающий - индуктивному (^(О)<0). Наличие электромеханического резонанса приводит к изменению и обобщенного колебательного электромагнитного усилия. Оно также возрастает с увеличением частоты колебаний О, достигая своего максимального значения при ^(П)=0, после чего уменьшается. Кривые 2 на рис. 2 иллюстрируют включение МДП в режим асинхронного двигателя. Последний и предопределяет в конечном итоге характер АФЧХ. Однако следует заметить, что в режиме асинхронного

град

70

о

65

55

ф-ТТ 0

-60° -10

^sjl-

Xm

0 0.2 0.4 0.6

0.8 o.e.

0.2

0.4

0.6

0.8 o.e.

Рис. 1. Зависимости амплитуды и фазы первой гармонической составляющей обобщенного колебательного электромагнитного усилия от амплитуды и фазы колебания подвижного элемента МДП

1701

Обобщенное электромагнитное усилие М (/)

О О) —1 1=1 >

ил О)

О) -в

Обобщенная скорость и (

о

О) (ЛЛ О)

Оо

—1 > о

1-1 О)

О) ил

О)

Ь 3 р

Обобщенная координата положения

х(0

О) "О О)

"О О)

о

со О)

>

1=1 О)

+

о с/?

0

1 ^ и ^

I

ь

г

гь И

¡0

(О

О

I

ь

г

сь И

¡0

(О +

>3

>3

¡0

о

3

о

0

г

и ^

1

Ь

г

г.

И

¡0

(О +

а

[О

>3

о сто"

2

I

3 о

э

3 о

0

а

1

Ь

а

ъ

3

о

+

>а

О

+

г и

Л

>0

*

I

Ь

2 о X

Э

ю

э

+

ю +

>0

2 о X

Э

ю

3

о

г*-

ста

о о

се

О

£ I

П> |— +

Ь

£ п> X

э

ы

+

С/3

В'

£ п> X

I

С/3

В'

о

£ I

+ ы

I

ь

э

ы

I

о о

>а

+ ю I я

О

+

ь

К>

К>

+ 3

2

съ X 1

1

о

к> Э к>

>а

П1

8

о

СТО

о о

л

га I—

ю

I

Ь

га

¡э

сл

В'

¡Э

О

£ I га ^

ю

I

Ь

га

¡э

>0

га

¡э

0

1 I +

I

ь

а

0>

ю

+

а Й

I

о

к>

Ю

%

о

О

% о

Ьа

% о

СГ

О) —I

"О

о

о

>0

си

о

ЕЭ

£ '90£ 1 '£002 'В1Э1иэс1эаинЛ схююэьинхэхшои 0J0>lЭlлl0_|_ ви±ээае|/|

Таблица 2. Механические характеристики МДП по координате положения и скорости при периодическом движении ротора (бегуна)

Наименование Виды нагрузок

С 1 = / О2 мех мех

Амплитудные хЖ) Мт[(С1-ЬкехП2)2+К2кехП2У°'5 мт и ГЛ "мех11

мта[(с^-ьмеха2)2+к2меха2У'5 Мт п А мех

Мгновенные (эллипс) х(лО — [1 + ¿'мех (")]+■+ (">] , + 7мех (">] М = 1 Хт Мш МшХш X2 + ^эм1 _1 у2 М2 кт 1У±т

ю2 Г, 1 1 М21ш1 Г 1 ] п мэмш 1 г 2 1 „,5 -

Таблица 3. Условия обеспечения резонансного режима работы МДП при регулировании частоты колебаний С2 при 1мех ^ 0; С'жх= О

а1 = а2 = а3=а4=а а, = а с^ = с^ = а4 = 1 ц = ц = а СХ, = = 1 ц = ц = а ц = q = 1

Г -1 — I0,5 _ С мех У 2 ^ мех О — = сог^ а 0,5 О 0.5 (р18~р17) « ^мех ] 0,5 0.5(ар18-р17) ^мех 0,5 0.5(а2р18 -р17) ^мех о —- сош? ■4а 0,5 О 0.5(/?18 - рХ1) л/а ^мех ]

Известия Томского политехнического университета. 2003. Т. 306. № 3

1.0

0.75

0.5

0.25

Хт Хтр

/ Л

у у 1

2 V

■— 0

0.04 0.08 0.12 0.16 о.е.

Зп

-п

0.-Ч 0.04 0.08 0.12 0.16 о.

\ 1

X 2 \

а б

Рис. 2. Амплитудно-фазочастотные кинематические характеристики МДП при Lме.1=18,73 о.е.; НШ1=2,0 о.е.; СШ1'=0

двигателя амплитудно-частотная силовая характеристика отличается от известной [1], так как учитывает механическое демпфирование нагрузки. В частности она имеет хотя и слабый, но падающий характер. Этот факт позволяет заключить о возможности синтезировать для некоторого частотного диапазона колебательный электропривод, инвариантный по усилию к частоте колебаний при /т0 = 0.

Амплитудные механические характеристики представляют собой не замкнутые кривые, а относительные и абсолютные мгновенные (рис. 3) - эллипсы. Независимо от режима работы МДП они занимают четыре квадранта и повернуты относительно начала координат соответственно на угол ж/4 и угол

аэл = 0,5аге1в МИ^ V1 + (-)■

В отличие от амплитудных механических характеристик и абсолютных мгновенных - относительные мгновенные механические характеристики представляют собой нагрузочные линии при колебательном режиме работы МДП и не связаны с ее параметрами.

Регулировочные характеристики наряду с механическими являются основными характеристиками исполнительных двигателей, работающих в режиме периодического реверса. Одним из главных требований, предъявляемым к ним, является линейность - прямая пропорциональная зависимость выходных параметров МДП от функций регулирования. Однако, как правило, это требование не выполняется. В первую очередь это связано с тем, что составляющие пускового /т1, демпфирующего /0 и позиционного /т2 усилий, определяющие в конечном итоге характер изменения выходных параметров МДП, являются нелинейными функциями от

(вт

1.0

[/ /' 0

V

0.8

/0.4

-0.8

хЮ

" /

Мт

а 6

Рис. 3. Мгновенные относительные а) и абсолютныэ/е б) механические характеристики МДП по скорости при Lшi=123 о.е.; Н,=3,19 о.е.; С,/=0; - =0,02 (1), - =0,18 (2), - =0,1 (3), - =0,1 (4), - =0,08 (5) и Сма'=1,23 о.е.

коэффициента сигнала управления а. Причем нелинейность составляющих колебательного электромагнитного усилия зависит существенным образом от того, как и по каким из обмоток исполнительного двигателя производится регулирование. Во-вторых, выходные параметры колебательного электродвигателя, в свою очередь, сами являются нелинейными функциями /т0 и /т2. Проведенный анализ способов регулирования показал возможность пропорционального регулирования некоторых из составляющих колебательного электромагнитного момента. В частности, при симметричном регулировании по одноименным обмоткам первичного и вторичного элементов обеспечивается пропорциональное регулирование амплитуды эквивалентного пускового усилия МДП, а при регу-

лировании только по обмоткам ротора - составляющей электромагнитного позиционного усилия. Однако, несмотря на возможность реализации прямо-пропорционального регулирования составляющих колебательного момента линейность для %т(а) не обеспечивается.

Возможность варьирования позиционным колебательным электромагнитным моментом позволяет регулировать собственную частоту колебаний КЭП, а, следовательно, поддерживать в заданном частотном диапазоне работы МДП энергетически выгодный резонансный режим работы. В связи с этим, в табл. 3 представлены алгоритмы обеспечения резонансного режима работы МДП ^(-)=0) при изменениях частоты колебаний - для различных способов регулирования.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Аристов А.В. Электропривод колебательного движения с машиной двойного питания. — Томск: ИПФ ТПУ, 2000. — 176 с.

2. Луковников В.И. Электропривод колебательного движения. — М.: Энергоатомиздат, 1984. — 152 с.

3. А. с. 1307530 СССР. Электропривод колебательного движения / А.В. Аристов и др. // Б.И. 1987. - № 16.

4. Аристов А.В., Аристов В.В. Исследование уравнения низкочастотного колебательного движения машины двойного питания // Электротехника. - 1994. - № 11. - С. 28-31.

УДК 621.313

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ КОЛЛЕКТОРНЫХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН СИСТЕМ

ЭЛЕКТРОПРИВОДОВ

Р.Ф. Бекишев, С.И. Качин, Ю.С. Боровиков

Томский политехнический университет E-mail: [email protected]

Статья носит обзорный характер и посвящена основным этапам развития коммутационной научной школы Томского политехнического университета за период с 1965 по 2003 годы. В работе рассмотрены вопросы выполнения контактных элементов электрических машин из углеродных материалов. Уделено немаловажное место исследованиям, направленным на расширение функциональных возможностей применяемых конструкций коллекторно-щеточных узлов и активных элементов коллекторных машин, а также работам, направленным на обеспечение инженерного корпуса методиками и программами для осуществления оптимального проектирования всего многообразия коллекторных электрических машин. Отмечены работы в области создания диагностических комплексов для оценки состояния устройств скользящего токосъема в различных режимах работы, а также создания специальных методик и расчетных программ для обработки получаемой информации.

Введение

Коллекторные электрические машины (КЭМ) находят все более широкое применение во всех отраслях промышленности, в системах средств связи и в бытовой технике. Обладая известными преимуществами перед электрическими машинами переменного тока, в частности, возможностью плавного и экономичного регулирования частоты вращения, универсальными рабочими характеристиками, коллекторные электродвигатели являются незаменимыми в системах электроприводов.

Широкое использование в машиностроении станков с числовым программным управлением

требует разработки надежных электроприводов с широким регулированием частоты вращения и повышенными крутящими моментами. Для этих целей разработаны и совершенствуются новые модификации коллекторных высокомоментных электродвигателей.

Электродвигатели постоянного тока нашли широкое применение для привода бортовой авиационной и космической аппаратуры, а также в системах специальной техники.

Развитие полупроводниковой электроники и разрабатываемой на ее базе преобразовательной техники привело к созданию бесколлекторных