CC BY
7
8. Лайнос Р. Цифровая обработка сигналов: Второе издание. Пер. с англ. М.: ООО «Бином-Пресс», 2006. 656 с.
9. Захаров А.В. Современные методы мониторинга грозовой активности на основе многопунктовых систем наблюдения // Научный поиск. Естественные науки: материалы третьей науч. конф. аспирантов и докторантов / отв. за вып. С. Д. Ваулин ; Юж.-Урал. гос. ун-т. Челябинск : Издательский центр ЮУрГУ, 2011. С. 24-27 .
Топчий Оксана Александровна, аспирант, инженер, o.topchy@mail.ru, Россия, Брянск, Брянский государственный технический университет.
COMBINED METHOD FOR OBSERVING ELECTROMAGNETIC ACTIVITY IN THE
ATMOSPHERE
O.A. Topchy
The description of a tested combined method for registration and processing information about observed electromagnetic phenomena in the atmosphere is proposed for consideration. For the research, the program was developed and tested in the LabVIEW for a system for remote observation of electromagnetic atmospheric activity. A large number offiles of lightning discharge signals has been recorded and processed.
Key words: loop magnetic antenna, lightning discharge, signal spectrum, multipoint observation method.
Topchy Oksana Alexandrovna, postgraduate, engineer, o.topchy@mail.ru, Russia, Bryansk, Bryansk State Technical University
УДК 621.31
DOI: 10.24412/2071-6168-2022-4-95-105
РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕХНИКО-ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ГЕНЕРАТОРНОЙ УСТАНОВКИ ЛЕГКОВОГО АВТОМОБИЛЯ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ УРОВНЯХ НОМИНАЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ БОРТОВОЙ СЕТИ
У.В. Брачунова, В.Н. Козловский, М.В. Шакурский
В работе представлены результаты расчетного исследования технико-эксплуатационных характеристик генераторной установки легкового автомобиля при различных уровнях номинального напряжения бортовой сети
Ключевые слова: легковой автомобиль, бортовой электротехнический комплекс, генераторная установка.
Главными размерами генератора принято считать диаметр расточки статора Ц и длину пакета статора I., которые определяют объем активных материалов и мощность генератора при заданных электромагнитных нагрузках.
Эксплуатационные качества генератора определяются токоскоростной характеристикой (ТСХ), представляющей зависимость тока, отдаваемого генератором 1а, от
частоты вращения п при неизменном максимальном токе возбуждения 1т и неизменном напряжении на нагрузке иа [1]. Токоскоростную характеристику 1Л = /(п) (рис. 1)
на основе расчета баланса электроэнергии бортовых систем автомобиля для различных условий эксплуатации и задают в числе других исходных данных в техническом задании на проектирование генератора.
Главные размеры автомобильного генератора должны быть рассчитаны таким образом, чтобы реальная токоскоростная характеристика соответствовала заданной во всех условиях эксплуатации, а габариты и масса активных материалов были минимальными.
Для того, чтобы обеспечить эти требования, выбирают несколько характерных точек заданной ТСХ, составляют для каждой из них уравнение, связывающее основные размеры с параметрами и электромагнитными загрузками машины, и решают полученную систему уравнений относительно Ц и ¡.. Вычисленные таким образом размеры
соответствуют каждой из выбранных точек и в целом всей ТСХ.
В качестве характерных точек выбирают режимы (рис. 1):
начала токоотдачи, соответствующий холостому ходу генератора при минимальной частоте вращения п0 (точка 1);
расчетный рабочий (!Рр>; пр ), соотвествующий максимальному электромагнитному моменту генератора (точка 2);
максимального тока нагрузки , соответствующий максимальной частоте
вращения пт (точка 3).
По Пр Пш
Рис. 1. Токоскоростная характеристика автомобильного генератора
Уравнения связи для каждого из этих режимов выводятся на основе общей теории электрических машин с учетом особенностей эксплуатации бортовых генераторов.
Очевидно, что анализ зависимости главных размеров и активного объема генератора от уровня номинального напряжения бортовой сети целесообразно провести исходя именно из этих уравнений.
Уравнения связи для указанных режимов генератора имеют следующий вид.
1. Режим начала токоотдачи
=
9.56-и
фо
di -кф-ка -по -Жф -В3о
(1)
где ифо - фазное напряжение генератора при п=по; 1й = 0; di - коэффициент полюсного перекрытия; Кф - коэффициент формы поля возбуждения; Ко - обмоточный коэффициент; Жф - число последовательных витков в фазе; В ¿о - индукция в рабочем зазоре на
холостом ходу.
Режим максимального момента (1Л ; п )
96
2 6.1- Кт-Кт-Рр
ф = -!В-и^р--(2)
где К1В - коэффициент, учитывающий долю тока возбуждения в полном токе генератора; К-в - коэффициент, учитываюший изменение фазного напряжения от тока нагрузки; Ар - линейная нагрузка; Т]В - коэффициент схемы выпрямления по мощности. 2. Режим максимального тока (I "т,
пт).
v _ Uфо ■ Пт _ nm 2
X _
По' I фт 30
2^л + т• Di-Ко2-Kd
, (3)
Ч 5• кб■ км- р
где 1фт - максимальный ток фазы; ¡л0 - магнитная проницаемость воздуха; ^Л - суммарный коэффициент удельной магнитной проводимости рассеяния фазы обмотки статора; q - число пазов на полюс и фазу; т - число фаз генератора; 5 - величина рабочего воздушного зазора; К6 - коэффициент воздушного зазора; К^ - коэффициент насыщения магнитной цепи; р - число пар полюсов; Ха - синхронное индуктивное сопротивление генератора по продольной оси.
Решая совместно уравнения (2) и (3), находим диаметр расточки статора 0,64- К вв -Кив- Рр-Шф Жф
-£) _1В ив "р ф — с ф (4)
' 1в-Ар-и фо 1 и фо '
0,64- К в-Кив-Рр
где С1 —-, длину пакета статора
1в'АР
2
15ифоо-Ap Мв ифо
h _-- _c^_J2L, (5)
di •Кф •Ко •К1В'К ив'По' Вбо • Pdp • Жф Жф
15- Ap-п„
Cf p ' В
■■ 2 _
di • Кф • Ко ' К1B ' К ив'По' Вбо • Pdp
Подставляя полученные значения D i и l в уравнение (3), получим ифо _ 30-q д-т-Ка- Кй-С[ _ C3 - С,'- C2 <
Жф По- 1фП Мо-С2 2ж-^Л-8-К5- Кц-р C2
(6)
где С'—_30-Ч_. С'—_Ч-т-Ко'К"__(7)
3 2ж-^Л-^0-п- 1фт' 4 2ж-^Л-5-К 5 ■ Км-р'
В уравнениях (4) и (5) главные размеры выражены через фазное напряжение, отнесенное к числу последовательных витков в фазе (). Из теории электрических
машин известно, что зависимость между фазным напряжением на холостом ходу и числом витков в фазе имеет следующий вид:
-фо — 4-Кф-Ко-Жф- /о Фо, В (8)
где /0 — р-п0 /60- частота ЭДС при п — п0; Ф50 - магнитный поток в рабочем зазоре на холостом ходу.
При постоянной частоте вращения формулу (8) можно представить в виде:
- фо — К'Е -Жф-Фо
При постоянном токе возбуждения поток Ф50 тоже будет постянным, поэтому можно записать
и — К Ж
и фо "ф
97
U
или —— = К Е = const (9)
Е w
Таким образом, при n=const и Ф3а = const для изменения фазного напряжения генератора в КЕ раз необходимо во столько же раз изменить число последовательных витков в фазе. В связи с этим при постоянных значениях коэффициентов С[ и С2 главные размеры генератора не зависят от величины фазного напряжения. Активный объем генератора Va пропорционален произведению D^li, т.е.
Va = Cv ■ D2 ■ li (10)
где Cv - коэффициент, учитывающий конструктивные особенности генератора.
Если Dt и l не зависят от фазного напряжения, то и объем генератора сохранится неизменным при любом напряжении.
Это утверждение справедливо в том случае, если будут независимыми от напряжения все величины, входящие в (4) и (5).
Рассмотрим насколько это соответствует действительности.
Сравнение генераторов, рассчитанных на различные уровни выходного напряжения, будем производить при условии постоянства выходной мощности и неизменных электромагнитных нагрузках, т.е.:
РаР;Фзо;А; ja; jB = const, где ja и jB - плотность тока в обмотке якоря и обмотке возбуждения соответственно.
Анализ выражений (1 - 3) с учетом условий сравнения показывает, что изменение главных размеров машины с ростом выходного напряжения возможно, если меняются коэффициенты, входящие в эти зависимости. Таких коэффициентов шесть:
а) Щ=Ьр/т, (11) где Ьр - средняя ширина клювообразного полюса; т = п • Dt/2p - полюсное давление;
б) Кф = В801/В80, (12) где BS01 - первая гармоническая составляющая индукции после возбуждения в рабочем зазоре;
в) Ко = Кр •Ку •Кск-. (13) где Кр - коэффициент распределения; Ку - коэффициент укорочения; Кск - коэффициент скоса.
г) KIB = 1 + Ibm/Idp (14)
д) Кив = иф0/ифр, (15) где - фазное напряжение при расчетном токе нагрузки
е) Vb = Ud •Idp •^IB/m • • .
Так как магнитный поток машины по условиям сравнения не меняется, магнитная загрузка цепи остается неизменной, постоянными будут и коэффициенты с^ и
Кф.
Обмоточный коэффициент К0 не меняется, так как тип и схема обмотки остаются одними и теми же для всех напряжений. Меняется число витков в фазе Wq, но этот параметр на обмоточный коэффициент влияния не оказывает.
Коэффициент схемы выпрямления по мощности можно представить в виде:
_ Ud'Idp'KlB _ KJB-Kub'KJ-KU ( .
чв — ; — ~ , (16)
т'ифр''фр т
где Кив - коэффициент выпрямления схемы по напряжению.
Таким образом, величина цв определяется следующим набором коэффициентов: KIB Кив Kj,Ky. В этот набор входят и два последних коэффициента (в) и (г).
Рассмотрим отдельно значение каждого из них в зависимости от уровня выходного напряжения генератора.
Коэффициент К1В = 1 + ¡ьт/^йр. Его величина может оставаться неизменной или меняться в зависимости от того как будет изменяться принципиальная схема генератора с ростом иа. Здесь возможно несколько вариантов:
1. Использование одного и того же регулятора для всех уровней Это осуществимо, если питание регулятора осуществляется от отпаек фазных обмоток генератора или от специальных обмоток, размещенных в тех же или отдельных пазах статора. Обмотка возбуждения остается в этом случае без изменения. Ток возбуждения 1Ьт так же неизменен.
Коэффициент Кт будет меняться по закону:
К" =и*, (17)
где к= - кратность изменения напряжения генератора; им - выходное напряжение
ий1
базового генератора; ил - повышенное выходное напряжение генератора.
Для генераторной установки на 55 А, принятой для анализа, коэффициент Кт будет меняться в пределах
К1В = 1,09 ... 1,37.
Мощность возбуждения Ръ=сот1. Конструкция статора генератора существенно усложняется за счет отпаек или дополнительных обмоток.
2. Для каждого уровня напряжения ил используется регулятор на соответствующее напряжение питания. Параметры обмотки возбужденияпри этом изменяются, по мере увеличения ил. Число витков Жъ растет, а ток 1ът уменьшается пропорционально напряжению (табл. 1). Коэффициент Кт и мощность возбуждения и в этом случае остаются неизменными.
Коэффициент Кив=ифо/ифр (18)
С увеличением ил растут индуктивные сопротивления генератора (X, Хал, Ход), так как пропорционально ил должно увеличиваться число последовательных витков в фазе Жф, а индуктивные сопротивления, в свою очередь, пропорциональны квадрату числа витков [2].
Падения напряжения на индуктивных сопротивлениях равны: иаа = 1фа • Хай; иач = 1фЧ • Хас[; и5 = 1ф^ Х5 (рис. 2). При увеличении напряжения ил ток в фазе уменьшится (из условия Рлр=сот0 обратно пропорционально напряжению, т.е.
'Ф!='Ф.-^, _ С«9)
где индекс "1" относится к току и напряжению базового генератора, а индекс "Г1 - к измененным напряжению и току. Но так как пропорционально иф, то
(20)
или 1ф=С1/Жф, то есть ток фазы обратно пропорционален числу последовательных витков в фазе (С - коэффициент пропорциональности). Отсюда получим:
Uad=CIad•Wф; Uaq= С^^ф. То есть индуктивные падения напряжения пропорциональны числу витков в
фазе.
Активное сопротивление фазы
Г0=Р-^, (21)
где р - удельное сопротивление меди обмоток; 1ср - средняя длина витка обмотки; д -сечение эффективного проводника обмотки.
Число витков Жф пропорционально ил. Средняя длина витка при неизменной конструкции обмотки остается постоянной (1ср=сом1). Из условий сравнения знаем, что ja=const и, следовательно, по мере уменьшения и 1ф с ростом и и иф сечение дизме-няется обратно пропорционально напряжению, то есть
= (22)
Учитывая сказанное, получим:
^ ra = ClfU2d =C'R • Wj, (23)
где C'R,CR,CW,CU - коэффициенты пропорциональности.
t
—I'qiXjI
Ъг. V
'ф2Гф2
V ' / ' Щг
1 N.
Е Ш ' /ф!
Ф *
Fa 1.2 !ф2
F Ы,2
Рис. 2. Векторная диаграмма автомобильного генератора: индекс (1) соответствует исходной величине номинального напряжения; индекс (2) соответствует удвоенной величине номинального напряжения
Следовательно, активное сопротивление фазы пропорционально числу витков в фазе или напряжению генератора, возведенному в квадрат, а падение напряжения на активном сопротивлении, равное
UR = /ф • га = С1Г Жф (24)
пропорционально, как и падения напряжения на индуктивных сопротивлениях, числу витков в фазе или напряжению генератора в первой степени.
Рассмотрим, меняется ли при изменении Ud коэффициент мощности генератора.
Угол ф сдвига между током и напряжением фазы генератора определяется характером внешней нагрузки. Кроме сопротивлений, включенных на стороне постоянного тока, к внешней нагрузке генератора можно отнести и схему выпрямления. Режим работы этой схемы зависит от величины тока, проходящего через вентили, и индуктивных сопротивлений как на стороне переменного, так и на стороне постоянного токов.
Режимы работы выпрямителя характеризуют обычно, так называемым углом коммутации у или углом перекрытия анодов, имеющем место при переключении тока из одной группы вентилей в другую (процесс коммутации).
Связь между углом сдвига ф и углом коммутации у различные авторы выражают по разному. Для трехфазных мостовых схем выпрямителя имеем [3]:
y-siny • cosy
tgcp = у-—гг---, (25)
и sin2 у
Из [3] известно:
1-cos Y=^== , (26)
V6 'ифр
или у = arccos[1 - (27)
V6 -Уфр
Учитывая, что
£l. V — г . тт2
Ud
Получим
Id - тт. '>XS — Cs • Ud'> Уфр — Ки • Ud (28)
Y = arccos — -J = const (29)
Из (26) с учетом (2.38) имеем tgp = const; ф = const.
В связи с этим векторные диаграммы генераторов на различные уровни выходного напряжения будут подобными. Отношение величин одноименных векторов будет равно отношению напряжений или чисел витков в фазе (рис. 2).
Рассмотрим влияние напряжения на потери и КПД генератора.
1. Потери в меди обмотки статора
Ра=1ф^а (30)
Используя зависимости фазного тока и активного сопротивления от напряжения, получим:
Pa=m(j±y c"R • W* = const, (31)
То есть потери в меди обмотки статора при выполнении условий сравнения не зависят от уровня номинального напряжения генератора и остаются постоянными.
2. Потери в меди обмотки возбуждения.
Согласно рис. 2 при изменении выходного напряжения генератора н.с. обмотки возбуждения остается постоянной
FB = IB^WB = const (32)
У2 /
Принимая во внимание выражение для мощности (Рв = в/ r) и тока возбуждения (lBm = UB/RB), получим
FB = ^ = const (33)
Ub
Отсюда следует, что при постоянной величине Fb число витков обмотки возбуждения должно меняться пропорционально напряжению Ub или выходному напряжению генератора Ud. При этом мощность возбуждения остается неизменной, так как сопротивление.
Соотношения справедливы, если напряжение на обмотке возбуждения равно напряжению бортсети, т.е. Ub ~ Ud.
3. Потери в стали ярма статора [2]:
Рсс = Кд • рсс •Ge (34)
Кд - коэффициент, учитывающий дефекты обработки и неравномерность распределения индукции; рсс - коэффициент, учитывающий удельные потери и величину индукции в стали; Ос - масса ярма.
При неизменных магнитных загрузках и частоте вращения (условия сравнения) потери в ярме статора не зависят от напряжения.
4. Потери в стали зубцов статора
Pcz = KR • pcz • Gz, Вт; (35)
где pcz - коэффициент, аналогичный рсс, но для стали зубцов; Gz - масса зубцов.
Как и в предыдущем случае, потери Pcz не зависят от напряжения Ud.
5. Добавочные потери.
В синхронных явнополюсных машинах добавочные потери холостого хода состоит в основном из поверхностных потерь в полюсных наконечниках
Рпов = 2p-T-d¿ • 1Ср• Pп0в, Вт; (36)
где щ = Ьр/т; bp - ширина полюсов; lp - длина полюса; рпов - удельные поверхностные потери.
Удельные потери
-п =К ( zn • (Bo t\2 ЁГ (37)
vпов °сЧоооо; Чооо; ' м2 ^ '
101
где Кос - коэффициент, зависящий от сорта стали; t - зубцовое деление статора; z - число зубцов статора; Bo - амплитуда колебания индукции.
В0=Р0^ Кб • BS0 (38)
где р0 - коэффициент, зависящий от конфигурации активной зоны.
Как следует из приведенных выражений, поверхностные потери определяются индукцией в зазоре и геометрическими размерами индуктора. При неизменном потоке в зазоре поверхностные поверхности холостого хода не зависят от напряжения генератора.
6. Кроме рассмотренных потерь в стали в синхронных явнополюсных машинах существуют еще добавочные сопротивления при нагрузке. В маломощных генераторах они невелеки и обычно учитываются как доля (1.. .2 %) от номинальной мощности, т.е. не зависят от номинального напряжения.
7. Величина механических потерь не меняется, т.к. неизменной остается конструкция генератора и частота вращения ротора.
8. Потери в переходном контакте щеток зависят от марки щеток и плотности тока под ней. Если напряжение возбуждения генератора оставить неизменным, то ток возбуждения также будет постоянным (lem^onst) и потери в обмотке останутся на прежнем уровне.
При увеличении напряжения UB = Ud ток возбуждения будет уменьшаться, но пропорционально UB будет увеличиваться сопротивление обмотки. Следовательно, если принять, что Ue ~ Ud, мощность возбуждения также останется неизменной (Pe ~ const).
9. Потери в выпрямители по мере увеличения Ud будут уменьшаться. При сохранении элементной базы (диоды ВА20) уменьшение потерь будет происходить за счет снижения среднего тока через диод.
Таким образом, анализ показывает, что суммарные потери генератора при выполнении условий сравнения не зависят от Ud. Следовательно, коэффициент полезного действия генератора остается неизменным при всех уровнях напряжения в рассматриваемом диапазоне. КПД генераторной установки несколько увеличится за счет снижения потерь в выпрямителе.
Из всего сказанного выше можно сделать вывод, что при выполнении условий сравнения главные размеры и главный объем генератора при изменении выходного напряжения в рассматриваемом диапазоне практически не изменяются.
Из всех рассмотренных коэффициентов, входящих в уравнения связи, напряжение Ud влияет только на коэффициент Kie. Рассмотрим изменение параметров цепи возбуждения в зависимости от номинального напряжения генератора.
В реальных условиях напряжение на обмотке возбуждения меньше выходного напряжения за счет потерь напряжения на различных элементах цепи возбуждения.
Баланс напряжений в цепи возбуждения можно записать в следующем виде:
UB = Ud-MJR1 -АиД2 — AUper -Аищ, (39)
где и ДУд2 - падение напряжения на двух последовательно включенных диодах схемы выпрямления; AUpeT - падение напряжения в выходном каскаде регулятора напряжения; Аищ - падение напряжения в щеточном контакте.
Падением напряжения в подводящих проводах и теле щетки пренебрегаем.
Значения АЦд1 и АЦд2 зависят от типа вентиля и величины протекающего через него тока. Согласно [1, 2], падение напряжения на диоде определяется уравнением:
Аид = и0 + Ид^в, (40)
где Uo - пороговое напряжение; Ид - динамическое сопротивление диода; iB - ток диода.
Для вентилей ВА20 Uo = 1 В, Rд = 0,003 Ом [4]. Расчеты АЦд для различных напряжений и типов даны в табл. 2. Для анализа используем данные регулятора 17.3702 генератора 37.3701.
Падение напряжения в регуляторе определяется режимом работы выходного транзистора. В режиме отсечки сопротивление транзистора оставляет несколько тысяч Ом, в режиме насыщения - оно минимально и составляет доли Ома. В среднем 14 падение напряжения в регуляторе при использовании в выходных каскадах кремниевых транзисторов равными àUper = 1,7 В, при использовании германиевых транзисторов [1] AUper ^0,9 В.
Согласно техническим условиям ТУ 37.459.053-84, на регулятор 17.3702 падение напряжения между клеммой "Ш" и крышкой генератора, т.е. на двух параллельно включенных транзисторах выходного каскада в режиме насыщения транзисторов составляет àUper = 1,3 В. Эту цифру принимаем для анализа, считая ее неизменной.
Падение напряжения в щёточном контакте &ищ зависит от плотности тока под щёткой j и марки щётки. Зависимость Аищ = f(jul) нелинейна и индивидуальна для каждой марки щётки. Если исходить при анализе из неизменной мощности потерь в обмотке возбуждения, то по мере увеличения напряжения Ud ток возбуждения должен пропорционально уменьшаться. При этом представляется целесообразным из условий обеспечения механической прочности щетки и всего узла токосъема не менять размеры щетки. В этом случае плотность под щеткой будет уменьшаться по мере увеличения Ud, соответственно будет меняться и ДУщ. В табл. 2 представлены значения &ищ для щетки марки ЭГ51, применяемой в генераторе 37.3701, определенные для различных Ud по ее статической вольт-амперной характеристике. Если не изменять размеры щеточного аппарата так, чтобы }щ = соп5*;,значение &ищ будет неизменным.
В табл. 1, 2 представлены результаты расчета параметров цепи возбуждения для различных значений выходного напряжения генератора. В начале (табл. 1) принималось, что мощность возбуждения Рв = const и напряжение на обмотке возбуждения Ue = Ud. С увеличением Ud сечение и диаметр обмоточного провода уменьшается. В связи с этим [6] уменьшается коэффициент заполнения межполюсного окна медью обмотки возбуждения (К32). Площадь S, необходимая для размещения обмотки возбуждения, увеличивается (при Ud = 48 В примерно на 29% S/S1 = 1,29). Для неизменной площади межполюсного окна S, т.е. при неизменных главных размерах генератора, число витков обмотки возбуждения приходится уменьшать пропорциоанльно уменьшению К32. При этом также уменьшается (по сравнению с данными табл. 1) сопротивление обмотки возбуждения Rв [7, 8].
Таблица 1
Параметры цепи возбуждения при Us = Ud и Рв = ^const _
Ud, 1в, Рв, RE, WE диаметр, сечение, К32 S, Fe, 5
B A Вт Ом мм мм2 мм2 А ^
12 4 41,6 2,6 420 0,8 0,5026 0,52 406 1680 1
24 2 41,6 10,4 840 0,565 0,2513 0,46 459 1680 1,13
36 1,33 41,6 23,4 1260 0,462 0,1675 0,425 496 1680 1,22
48 1,0 41,6 41,6 1680 0,398 0,1246 0,41 526 1680 1,29
Одновременно с увеличением ил растет напряжение на обмотке возбуждения ив, причем растет быстрее, чем ил.
Данные расчета параметров цепи возбуждения с учетом этих особенностей представлены в табл. 2.
Как следует из табл. 2, с увеличением ил намагничивающая сила обмотки возбуждения может быть увеличена (на 22.06 % при изменении ил от 14 до 48 В), однако при этом растут потери в обмотке возбуждения почти в два раза (на 96 %). Целесообразность увеличения Рв должна быть определена тепловым расчетом.
Степень увеличения выходной мощности генератора определить затруднительно. Для этого необходим расчет векторной диаграммы машины, для чего имеющихся данных недостаточно.
Таблица 2
Параметры цепи возбуждения при Us = f(Ud) и Рв = var _
Ud, Id, R^Id/3, 2АЦц, jk 2Аищ, Аирег, ив, Ь, Шв Рв, Рв,
B A В В А/см2 В В B A A Вт
12 55 0,055 2,11 13 1,8 1,3 8,79 3,38 420 1419 29,7
24 32,1 0,032 2,064 7,58 1,58 1,3 19,06 2,07 743 1538 39,46
36 21,4 0,021 2,042 5,06 1,44 1,3 31,22 1,626 1032 1678 50,76
48 16 0,016 0,032 3,8 1,2 1,3 43,47 1,34 1302 1741 58,24
Проведенный анализ позволяет сделать следующие выводы:
1. При выполнении условий сравнения изменение выходного напряжения генератора практически не влияет на его главные размеры и объем активных материалов.
2. Блок выпрямителя остается без изменения при любом уровне выходного напряжения в заданном диапазоне
3. КПД генераторной установки увеличится за счет снижения потерь в выпрямителе.
4. Векторные диаграммы ЭДС генераторов на различные уровни выходного напряжения подобны.
5. Параметры цепи возбуждения генератора зависят от уровня напряжения в цепи. При увеличении Ud максимальное значение намагничивающей силы обмотки возбуждения растет (при Ud = 48 В на 22,6%). Благодаря этому можно увеличить рабочий поток и мощность генератора, отдаваемую в нагрузку. Степень увеличения мощности зависит от параметров генератора и может быть определена электромагнитным расчетом.
6. При увеличении н.с. возбуждения с ростом Ud будут увеличиваться потери в обмотке возбуждения и, соответственно, нагрев активных частей генератора. В частности, при увеличении Ud от 14 В до 48 В потери в обмотке возбуждения увеличатся примерно вдвое.
Список литературы
1. Фесенко М.Н. Теория, конструкция и расчет автотракторного электрооборудования: учебное пособие. М.: Машиностроение, 1979. 342 с.
2. Сергеев П.С., Виноградов Н.В., Горяинов Ф.А. Проектирование электрических машин. М., 1969. 632с.
3. Полупроводниковые выпрямители [Е.И. Беркович, В.Н. Ковалев, Ф.И. Ковалев и др.]; под ред. Ф. И. Ковалева, к. т. н. и П. П. Мостковой, к. т. н. 2-е изд., перераб. М.: Энергия, 1978. 447 с.
4. ТУ 16.529.216-73. Вентили автотракторные серии ВА. Электротехника СССР, вып.05.04.01-75-М.: Информэлектро, 1975. 10 с.
5. Хвостов В.С. Электрические машины: Машины постоянного тока: Учеб. для студ. электром. спец. вузов / Под ред. И. П. Копылова. М.: Высшая школа, 1988. 336 с.
6. Любчик М.А. Расчёт и проектирование электромагнитов постоянного и переменного токов / Под общ. ред. проф. Б. Ф. Вашуры. М.; Ленинград: Госэнергоиздат, 1959. 224 с.
7. Козловский В.Н., Строганов В.И., Дебелов В.В., Пьянов М.А. Комплекс электронных систем управления движением легкового автомобиля с комбинированной силовой установкой. Часть 2 // Электротехнические и информационные комплексы и системы. 2014. Т. 10. № 2. С. 19-28.
8. Kozlovski V.N., Petrovski A.V., Skripnuk D.F., Schepinin V.E., Telitsyna E. Intelligent diagnostic complex of electromagnetic compatibility for automobile ignition systems // Reliability, Infocom Technologies and Optimization (Trends and Future Directions). 6th International Conference ICRITO. 2017. С. 282-288.
Брачунова Ульяна Викторовна, аспирант, aliss72@yandex.ru, Россия, Самара, Самарский государственный технический университет,
Козловский Владимир Николаевич, д-р техн. наук, профессор, заведующий кафедрой, Kozlovskiy-76@mail.ru, Россия, Самара, Самарский государственный технический университет,
Шакурский Максим Викторович, канд. техн. наук, доцент, vigorsilentium@mail.ru, Россия, Самара, Самарский государственный технический университет
CALCULATION STUDY OF THE TECHNICAL AND OPERATIONAL CHARACTERISTICS
OF A GENERATOR SET OF A PASSENGER CAR AT DIFFERENT LEVELS OF THE RATED VOLTAGE OF THE ON-BOARD NETWORK
U.V. Brachunova, V.N. Kozlovsky, M.V. Shakursky
The paper presents the results of a computational study of the technical and operational characteristics of a passenger car generator set at various levels of the rated voltage of the on-board network
Key words: passenger car, on-board electrical complex, generator set.
Brachunova Uliana Viktorovna, postgraduate, aliss72@yandex.ru, Russia, Samara, Samara State Technical University,
Kozlovsky Vladimir Nikolaevich, doctor of technical sciences, professor, head of the department, Kozlovskiy-76@mail.ru, Russia, Samara, Samara State Technical University,
Shakursky Maxim Viktorovich, candidate of technical Sciences, docent, vigorsilenti-um@mail.ru, Russia, Samara, Samara State Technical University
УДК 621.31
DOI: 10.24412/2071-6168-2022-4-105-110
РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕХНИКО-ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ ВСПОМОГАТЕЛЬНЫХ СИСТЕМ ЛЕГКОВОГО АВТОМОБИЛЯ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ УРОВНЯХ НОМИНАЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ БОРТОВОЙ СЕТИ
У.В. Брачунова, В.Н. Козловский, М.В. Шакурский
В работе представлены результаты расчетного исследования технико-эксплуатационных характеристик электродвигателей легкового автомобиля при различных уровнях номинального напряжения бортовой сети.
Ключевые слова: легковой автомобиль, бортовой электротехнический комплекс, электродвигатели.
Номенклатура электродвигателей, применяемых в настоящее время в бортовых системах автомобилей, достаточно велика. Она включает в себя двигатели мощностью от нескольких Вт до нескольких сотен Вт, причем работают они как в длительных, так и в кратковременных режимах. В подавляющем большинстве это коллекторные машины с возбуждением от постоянных магнитов или от электромагнитов с сериесным или шунтовым включением обмоток.
