Лекции по электрическим машинам (Забродова Л.В.)

ДЕПАРТАМЕНТ ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ ПРИМОРСКОГО КРАЯ
КРАЕВОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ АВТОНОМНОЕ ПРОФЕССИОНАЛЬНОЕ
ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ
«ДАЛЬНЕВОСТОЧНЫЙ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ КОЛЛЕДЖ»
КУРС ЛЕКЦИЙ
По разделу 2
Применение основного оборудования
электрических станций, сетей и систем
ПМ 01 «Обслуживание электрооборудования
электрических станций, сетей и систем»
наименование дисциплины
для специальностей
140407-"Электрические станции, сети и системы"
140408 «Релейная защита и автоматизация электроэнергетических систем»
Разработал преподаватель … ……………Л.В. Забродова
Рассмотрено и утверждено ЦМК
(электротехнических дисциплин)
Председатель
Л.В. Забродова
Протокол №5 от 16.01.2014
2014
Глава 1. Общие сведения об электрических
машинах
1-1.
Основные
определения
электрических машин
и
классификация
Электрические машины являются основными элементами электрических установок.
Они используются как источники (генераторы) электрической энергии, как двигатели,
чтобы приводить в движение самые разнообразные рабочие механизмы на заводах и
фабриках, в сельском хозяйстве, на строительных работах и т. д.
Электрические машины, предназначенные для преобразования механической энергии
в электрическую, называются генераторами; электрические машины, предназначенные
для обратного преобразования электрической энергии в механическую, называются
двигателями.
Электрические машины применяются также для преобразования рода тока (например,
переменного тока в постоянный), частоты и числа фаз переменного тока, постоянного
тока одного напряжения в постоянный ток другого напряжения. Такие машины
называются электромашинными преобразователями.
Электрическая машина имеет две основные части — вращающуюся, называемую
ротором, и неподвижную, называемую статором (рис. 1-1).
Рис. 1-1. Обычная конструктивная схема электрической машины,
1 — статор; 2 — ротор; 3 — подшипники.
К электрическим машинам относят также трансформатор. Трансформатор
представляет собой статический электромагнитный аппарат, который служит для
преобразования переменного тока одного напряжения в переменный ток другого
напряжения, но той же частоты. Хотя он и не является машиной (не имеет движущихся
частей), все же его теория изучается вместе с теорией электрических машин, так как
основные соотношения между величинами, характеризующими рабочий процесс
трансформатора, применимы и к электрическим машинам.
Различают машины переменного и постоянного тока в зависимости от того, какой ток
они генерируют или потребляют.
Машины переменного тока разделяются на синхронные и асинхронные. В тех и других
машинах при их работе возникает вращающееся магнитное поле. Ротор синхронной
машины вращается со скоростью, равной скорости вращения магнитного поля. Скорость
вращения ротора асинхронной машины отличается от скорости вращения поля.
Машины переменного тока бывают однофазные и многофазные (чаще всего
трехфазные); первые генерируют или потребляют однофазный ток, вторые —
многофазный ток.
Машины постоянного тока, как правило, снабжаются коллектором, который здесь
служит для получения на щетках машины э. д. с., постоянно действующей в одном
направлении. В то же время коллектор служит для переключения токов в частях обмотки
ротора (якоря) таким образом, чтобы результирующая электромагнитных сил,
2
получающихся от взаимодействия магнитного поля электромагнитов статора и токов в
обмотке ротора, действовала на ротор все время в одном направлении.
Находят себе применение также асинхронные коллекторные машины переменного
тока. Их ротор выполняется так же, как ротор машины постоянного тока. Они в отличие
от бесколлекторных асинхронных машин позволяют плавно и экономично регулировать
их скорость вращения. Однако область их применения весьма ограничена вследствие их
высокой стоимости, сложности ухода за ними и относительно малой надежности в работе.
Приведенная здесь вкратце практическая классификация электрических машин не
исчерпывает всего их многообразия. В дальнейшем при рассмотрении машин
переменного и постоянного тока мы будем обращаться к различным их видам,
различающимся как по назначению, так и по выполнению.
1-2. Принцип
трансформатора
действия
электрической
машины
и
Принцип действия электрической машины основан на физических законах
электромагнитной индукции и электромагнитных сил. Согласно указанным законам, а
также законам Ома, Джоуля-Ленца и магнитной цепи можно получить основные
соотношения между величинами, характеризующими рабочий процесс машины.
Обратимся для этого к рис. 1-2. Здесь показаны два полюса электромагнита, создающего
магнитное поле. В магнитном поле между полюсами помещен проводник, сечение
которого изображено кружком. Если этот проводник передвигать, например, слева
направо, то в нем согласно закону электромагнитной индукции возникнет э.д.с.
e  Blv ,
(1-1)
где В — индукция в месте, где находится проводник; l — активная длина проводника,
т. е. та его часть, которая находится в магнитном поле; v —скорость движения проводника
относительно поля (если индукция B выражена в В·с/см2, l—в сантиметрах, v—в см/с, то
получим э. д. с. e в вольтах; если B выражена в гауссах, то для получения e в вольтах надо
правую часть (1-1) умножить на 10-8).
Рис. 1-2. К объяснению принципа действия электрических машин.
Направление наведенной э. д. с. определяется по правилу правой руки, причем
следует иметь в виду, что это правило дается для определения направления э. д. с. в
проводнике, перемещающемся относительно магнитного поля (рис. 1-3).
Рис. 1-3. Правило правой руки.
3
Если концы проводника замкнуты на внешнее сопротивление, то по нему пойдет ток,
имеющий такое же направление, как и э.д.с. Это направление (от нас) указано крестиком
на рис. 1-2.
В результате взаимодействия тока i в проводнике и поля возникнет электромагнитная
сила
FЭМ  Bil , (1-2)
направление которой определяется по правилу левой руки (рис. 1-4) (если B выражена
в В·с/см2,
i — в амперах, l — в сантиметрах, то получим силу FЭМ, в Вт·с/см или в Дж/см; для
получения FЭМ в килограммах надо правую часть (1-2) умножить на 10,2 и при B в гауссах
— еще на 10-8).
Рис. 1-4. Правило левой руки.
При равномерном движении проводника к нему должна быть извне приложена
механическая сила F, равная FЭМ, т. е.
F = FЭМ.
(1-3)
Если умножить обе части равенства сил на скорость v, то получим равенство
мощностей
Fv = FЭМ v.
(1-4)
Подставляя в правую часть этого равенства FЭМ из (1-2) и v из (1-1), получим:
Fv = ei.
(1-5)
Отсюда видим, что механическая мощность Fv в нашем элементарном генераторе
преобразуется в электрическую мощность ei. Мощность, отдаваемая во внешнюю цепь
таким генератором, может быть найдена из уравнения напряжений
u = e – ir,
(1-6)
где u — напряжение на зажимах внешнего сопротивления; ir — падение напряжения в
проводнике, имеющем сопротивление r.
Умножив это уравнение на i, получим:
ui = ei – i2r,
(1-7)
где ui — электрическая мощность, отдаваемая проводником во внешнюю цепь (она
является частью полной электрической мощности ei, полученной в результате
преобразования механической мощности); i2r — электрические потери в проводнике.
Та же элементарная машина может работать двигателем, т. е. преобразовывать
электрическую энергию в механическую. Подведем к проводнику напряжение u так,
чтобы ток i в проводнике имел указанное на рис. 1-2 направление. При этом возникнет
электромагнитная сила, которая согласно правилу левой руки заставит проводник
передвигаться влево. В проводнике появится э. д. с. е, направленная против тока i и
против напряжения u, в чем можно убедиться при помощи правила правой руки.
Следовательно, напряжение u должно уравновесить э.д.с. е и падение напряжения в
проводнике ir, т. е.
u = e + ir.
(1-8)
От уравнения напряжений (1-8), умножив его на i, перейдем к уравнению мощностей
ui = ei + i2r.
(1-9)
4
В этом уравнении i2r — электрические потери в проводнике, ei — та часть
подведенной электрической мощности ui, которая преобразуется в механическую
мощность FЭМ v, так как, учитывая (1-1) и (1-2), мы можем написать:
ei = Blvi = FЭМ v.
(1-10)
Приведенные соотношения показывают, что электрическая машина обратима, т. е.
может работать и генератором и двигателем.
Принцип обратимости электрических машин был установлен русским академиком Э.
X. Ленцем в 1833 г. Он применим к любой электрической машине.
Таким образом, мы видим, что наличие магнитного поля и проводников, по которым
проходит ток, является необходимым условием для работы любой электрической
машины. Для усиления магнитного поля применяются ферромагнитные материалы в виде
сталей.
При работе электрической машины происходит относительное перемещение
проводников и магнитного поля. Такое перемещение в обычных машинах осуществляется
путем вращательного движения (рис. 1-1).
В основе работы трансформатора лежит явление взаимоиндукции. Трансформатор
состоит обычно из двух обмоток с разными числами витков. Между обмотками
существует магнитная связь; для ее усиления обмотки помещаются на стальном
замкнутом магнитопроводе, называемом сердечником трансформатора. Энергия из одной
обмотки в другую передается через посредство магнитного поля. Благодаря различию
чисел витков обмоток получается трансформирование тока одного напряжения в ток
другого напряжения, повышенного или пониженного по сравнению с первым.
1-3. Материалы, применяемые для трансформаторов и
электрических машин
Для изготовления трансформаторов и электрических машин применяются следующие
материалы: конструкционные, «активные» и изоляционные.
Конструкционные материалы идут на изготовление тех частей и деталей машин и
трансформаторов, которые служат главным образом для передачи и восприятия
механических воздействий. В электрических машинах в основном применяются те же
конструкционные материалы, что и в общем машиностроении: чугун (простой, ковкий),
сталь (литая, кованая), цветные металлы и их сплавы, пластмассы.
Активные материалы служат в качестве магнитных и проводниковых
(токопроводящих) для создания в трансформаторах или машинах необходимых условий, в
которых протекают электромагнитные процессы.
Некоторые части электрических машин работают в сложных физических условиях,
поэтому к ряду материалов предъявляются требования, относящиеся одновременно как к
механическим, так и к магнитным и электрическим свойствам их.
Изоляционные материалы имеют своим назначением электрически изолировать
токопроводящие части трансформаторов и машин от других их частей и друг от друга.
а) Магнитные материалы. Для сердечников трансформаторов применяется
специальная электротехническая листовая сталь с относительно большим содержанием
кремния (до 4—5%) толщиной обычно 0,5 или 0,35 мм при частоте переменного тока 50
Гц. При более высоких частотах тока, например при 300—400 Гц и выше, толщина стали
выбирается 0,20 и 0,10 мм. В этом случае значительно снижаются потери от вихревых
токов, наведенных переменным магнитным полем, имеющим место в сердечнике
трансформатора.
Для изготовления отдельных частей магнитной системы электрических машин
применяются различные ферромагнитные материалы: листовая электротехническая сталь
5
различных сортов, чугун, стальное литье, листовая (конструкционная) сталь, кованая
сталь.
Те части машины, где имеет место переменное магнитное поле, собираются из
изолированных один от другого листов электротехнической стали с содержанием кремния
до 2—3% обычно толщиной 0,5 мм.
Потери мощности в листовой стали от гистерезиса и вихревых токов характеризуются
удельными потерями, т. е. потерями в 1 кг стали при частоте 50 Гц и синусоидальном
изменении индукции при амплитуде, равной 10000 Гс. Они составляют для листовой
стали, применяемой для нормальных машин, при толщине 0,5 мм — около 3 Вт/кг; для
листовой стали с содержанием кремния до 4—5%, применяемой для трансформаторов,
при толщине 0,5 мм — около 1,4— 1,5 Вт/кг, при толщине 0,35 мм — около 1,3—1,2
Вт/кг. Указанная листовая сталь называется горячекатаной (по способу изготовления). В
последние годы она в ряде случаев вытесняется холоднокатаной листовой сталью,
имеющей более высокие электромагнитные свойства (большее значение магнитной
проницаемости и меньшие удельные потери). Холоднокатаная сталь в настоящее время
широко применяется для трансформаторов и крупных электрических машин. Чугун
применяется для частей магнитной системы крайне редко из-за его плохих магнитных
свойств.
Стальное литье и кованая сталь, так же как и конструкционная листовая сталь,
применяются для тех частей магнитной системы машин, в которых имеет место
постоянное магнитное поле.
б) Проводниковые материалы. К ним относится прежде всего медь — сравнительно
недорогой материал, имеющий малое удельное сопротивление.
Наряду с медью для проводников применяются также алюминий и иногда некоторые
сплавы (латунь, фосфористая бронза). Медные и алюминиевые провода для обмоток
трансформаторов и электрических машин изготовляются круглых и прямоугольных
сечений с различными видами изоляции. Для изоляции применяются хлопчатобумажная
пряжа, телефонная бумага, асбест, стеклопряжа, пластмассы, синтетические пленки,
специальные эмалевые лаки.
Провода с хлопчатобумажной изоляцией широко применяются для нормальных
трансформаторов и электрических машин.
Для машин небольшой и средней мощности (примерно до 300 кВт) на напряжения до
700 В часто выбираются провода с эмалевой изоляцией. Применяемые при этом
нагревостойкие эмалевые лаки позволяют получить тонкое и вместе с тем достаточно
надежное изоляционное покрытие проводов.
Важное значение для работы электрических машин имеют щетки. Они накладываются
на вращающиеся кольца или коллектор, соединенные с обмоткой, помещенной на роторе.
Таким образом, осуществляется скользящий контакт, посредством которого обмотка
соединяется с внешней цепью.
в) Изоляционные материалы. Изоляцию нужно считать одним из основных
элементов трансформатора и электрической машины. Она большой степени определяет их
надежность в работе.
Нагревостойкость изоляционных материалов, примененных для изоляции обмоток,
определяет допустимые температуры обмоток, а следовательно, и нагрузки активных
материалов (плотность тока для проводников, индукция для стали). Большое значение
имеют теплопроводность изоляции, а также ее влагостойкость и химическая стойкость.
Требуется также, чтобы изоляция обладала достаточной механической прочностью,
так как в процессе изолировки обмоток, укладки их на сердечники трансформаторов или в
машины, а также в условиях эксплуатации изоляция подвергается значительным
механическим усилиям.
На первое место должна быть поставлена слюдяная изоляция. Она наилучшим образом
удовлетворяет перечисленным выше требованиям. Исходным материалом здесь служит
6
слюда. Из слюды, щипаной на мелкие пластинки, изготовляются миканиты, микаленты,
микафолий. Миканиты представляют собой листы, состоящие из мелких пластинок
слюды, склеенных между собой при помощи специальных лаков. Микалента. состоит из
одного слоя тонкой щипаной слюды, оклеенной с двух сторон бумагой. Микафолий
состоит из одного—трех слоев щипаной слюды, наклеенной на бумагу; изготовляется в
виде листов. Вместо бумаги применяется также стеклоткань. Микалента и микафолий
являются относительно дорогими изоляционными материалами и применяются главным
образом для машин на высокие напряжения (от 3 000 В и выше).
Наиболее часто для изоляции применяются волокнистые материалы: бумаги, картоны,
ленты, ткани и т. п. Их основные достоинства — высокая механическая прочность и
гибкость и сравнительно низкая стоимость. Однако непропитанные волокнистые
материалы обладают гигроскопичностью, плохой теплопроводностью и невысокой
электрической прочностью. Поэтому они применяются для изоляции электрических
машин только в пропитанном виде, что значительно улучшает их свойства.
Большое практическое значение получили кремнийорганические изоляционные
материалы для покрытия проводников, предложенные и разработанные в СССР.
Для улучшения свойств изоляции электрических машин необходимо применение
пропиточных и покровных лаков, а также компаундов — специальных масс из битумов,
высыхающих масел и канифоли.
Современные трансформаторы, как правило, делаются масляными. Их сердечник с
обмотками помещается в баке, заполненном специальным трансформаторным маслом.
Исходными продуктами для его получения являются масляные дистилляты нефти.
Изоляционные материалы, применяемые в электрических машинах, по
нагревостойкости разделяются на несколько классов. Из них наиболее часто применяются
материалы классов А и В.
Класс изоляции А: хлопок, шелк, бумага и другие подобные органические материалы,
пропитанные либо погруженные в масло, а также состав, называемый эмалью и
применяемый при изготовлении эмалированной проволоки.
Класс изоляции В: изделия из слюды, асбеста, стеклянного волокна, содержащие
вяжущие вещества.
Кроме классов изоляции А и В, в последние годы для электрических машин
применяются классы изоляции Е, F и Н. Из них класс Е занимает промежуточное
положение между классами А и В. К классам изоляции F и Н относятся наиболее
нагревостойкие изоляционные материалы.
1-4. Режимы работы и номинальные величины
Режим работы электрической машины или трансформатора при условиях, для которых
машина или трансформатор предназначены заводом-изготовителем, называется
номинальным режимом работы. Он характеризуется величинами, указанными на
заводском щитке машины или трансформатора и называемыми номинальными.
Обычно электрические машины и трансформаторы предназначаются для
номинального продолжительного режима работы, при котором они могут работать с
установившимися превышениями температуры их отдельных частей над температурой
воздуха, не превосходящими допускаемых общесоюзными стандартами.
Другие номинальные режимы работы — кратковременный и повторнократковременный — характерны главным образом для электрических машин,
работающих в условиях электрической тяги или обслуживающих подъемные краны,
лифты, прессы и т. п.
7
1-5. Нагревание и охлаждение
Всякое преобразование энергии сопровождается потерями. В электрических машинах
и особенно в трансформаторах потери относительно невелики, но от них зависят размеры
машин и трансформаторов, а не только их коэффициент полезного действия (к.п.д.). Эти
размеры рассчитываются таким образом, чтобы тепло, образующееся вследствие потерь в
стали, в обмотках и на трение, могло быть отдано окружающей среде при некотором
превышении температуры нагретых частей над температурой окружающей среды.
Превышение температуры не должно быть больше определенных значений, зависящих от
нагревостойкости примененных изоляционных материалов.
За температуру окружающей среды (воздуха) принимается условно температура 35° С.
Допустимые превышения температуры над этой температурой при изоляции класса А
принимаются равными 55—70° С; при изоляции класса В — 70—95° С; при изоляции
классов Е, F и Н примерные допустимые значения превышений температуры
соответственно равны: 70— 75, 90—105 и 115—130° С (указанные пределы допустимых
значений превышения температуры зависят от выполнения обмоток и от способа
измерения температуры).
Допустимые значения температуры, определенные на основании длительного опыта
эксплуатации электрических машин и трансформаторов, соответствуют сроку службы
изоляционных материалов примерно 20— 25 лет. Он заметно сокращается при
увеличении температуры сверх допустимой При этом наблюдается более быстрое
"старение" изоляции, которое проявляется прежде всего в ухудшении ее механических
свойств (изоляция делается хрупкой и механически непрочной).
Отдача тепла зависит не только от размеров охлаждаемых поверхностей, но и от
интенсивности движения Омывающего их воздуха (или другой охлаждающей среды).
Применение правильно выбранной системы охлаждения (системы вентиляции)
способствовало прогрессу электромашино- и трансформаторостроения и обусловило
возможность строить машины и трансформаторы на огромные мощности (500000 кВт и
выше в одной единице).
1-6. Краткие исторические сведения
Один из важнейших физических законов, определяющих принцип действия
электрических машин и трансформаторов, — закон электромагнитной индукции — был
установлен М. Фарадеем в 1831г.
В 1833 г. член Петербургской Академии наук и профессор Петербургского
университета Э. X. Ленц представил работу, в которой он глубоко обобщил закон
электромагнитной индукции, сформулировал принцип обратимости и показал, что оба
явления — вращение под действием электромагнитных сил и электромагнитная индукция
— теснейшим образом связаны между собой.
В последующем многие работы Э. X. Ленца были связаны с работами русского
академика Б. С. Якоби — изобретателя первого электродвигателя с вращательным
движением. Якоби также впервые применил коллектор, который является необходимой
частью коллекторной машины.
Построенный им электродвигатель был первым в мире электродвигателем,
примененным для практического использования. Двигатель был использован для
приведения в движение лодки на Неве (1837 г.). Одновременно с работой по
усовершенствованию своего двигателя Якоби занимался многими другими вопросами
электротехники. Большое значение имели его работы по минному делу. Якоби для
передачи импульсов электроэнергии к минным запалам на расстояние около 9 км
8
применил индукционные катушки. Таким образом, была впервые осуществлена передача
электроэнергии при ее трансформации при помощи индукционных катушек.
Однако изобретателем трансформатора следует считать П.Н. Яблочкова, впервые
применившего его для преобразования переменного тока в установках промышленного
типа в 70-х годах прошлого столетия.
Начиная с появления двигателя Якоби и до 80-х годов прошлого столетия развитие
практической электротехники шло главным образом в направлении усовершенствования
машины постоянного тока. Она во многих случаях вытеснила дорогие и малоэффективные
гальванические элементы.
Первую практическую установку переменного тока осуществил П.Н. Яблочков в 1878
г. для питания изобретенных им «свечей Яблочкова». Им при этом был создан генератор
переменного тока с обмоткой на статоре, в которой наводился переменный ток магнитным
полем вращающихся электромагнитов. К обмоткам последних ток подводился при
помощи контактных колец и наложенных на них щеток от особого генератора
постоянного тока. Такой генератор переменного тока явился прототипом современных
синхронных машин.
Индукционные катушки, как они назывались в то время, примененные Яблочковым в
его установках со «свечами», имели две магнитно связанные обмотки, помещенные на
разомкнутом сердечнике. Такие индукционные катушки служили для преобразования
переменного тока и по существу являлись, следовательно, трансформаторами.
Несмотря на то, что к середине 80-х годов прошлого столетия преимущества
переменного тока для передачи электрической энергии были выявлены, чему немало
способствовали работы наших соотечественников Ф. А. Пироцкого, Д. А. Лачинова и др.,
все же в большинстве случаев при выборе системы тока останавливались на постоянном
токе, так как не существовало еще достаточно совершенного двигателя переменного тока.
Такой двигатель был создан в конце 80-х годов нашим соотечественником М. О. ДоливоДобровольским. Это был трехфазный асинхронный двигатель, который является в
настоящее время наиболее распространенной электрической машиной.
9
Глава 2. Трансформаторы
2-1. Общие определения
Трансформатор представляет собой статический электромагнитный аппарат с
двумя (или больше) обмотками, имеющими между собой магнитную связь,
осуществляемую переменным магнитным полем, и служит для преобразования
переменного тока одного напряжения в переменный ток другого напряжения при
сохранении частоты тока неизменной.
Для усиления магнитной связи между обмотками они помещаются на стальном
сердечнике
(рис. 2-1). Трансформаторы, не имеющие стального сердечника,
называются воздушными. Они применяются в специальных случаях при преобразовании
переменных токов высокой частоты (от 10000— 20000 Гц и выше). Мы будем
рассматривать трансформаторы со стальным сердечником.
Рис. 2-1. Двухобмоточный трансформатор.
Г — генератор переменного тока.
Трансформатор имеет не меньше двух обмоток; из них первичной обмоткой 1
называется обмотка, которая получает энергию преобразуемого переменного тока,
вторичными обмотками 2 — обмотки, которые отдают энергию преобразованного
переменного тока.
Трансформаторы применяются в основном для преобразования однофазного и
трехфазного тока. В соответствии с этим различают однофазные и трехфазные
трансформаторы.
Впервые трансформаторы получили техническое применение в схемах со свечами
Яблочкова. П. Н. Яблочков разработал конструкцию однофазного трансформатора с
разомкнутым сердечником и при своих опытах, а также при эксплуатации своих
осветительных установок выявил основные его свойства.
Техническое применение для передачи электрической энергии на дальние
расстояния трансформаторы начинают получать в конце 80-х годов прошлого столетия.
В системе электропередачи трансформаторы являются необходимыми элементами.
Передача большой мощности на дальние расстояния практически может быть
осуществлена только при относительно небольшом значении тока и, следовательно, при
высоком напряжении.
В начале линии электропередачи устанавливаются трансформаторы, повышающие
напряжение переменного тока, вырабатываемого на электрических станциях. Напряжение
в начале линии электропередачи берут тем выше, чем больше длина линии и передаваемая
мощность. Оно достигает 220—250 кВ при расстоянии 200— 400 км и при мощности
300— 200 тыс кВт. При расстоянии около 1000 км и мощности порядка 1 млн кВт
(например, для электропередачи Куйбышев — Москва и Волгоград — Москва) требуется
напряжение 400—500 кВ.
В конце линии электропередачи, устанавливаются понижающие напряжение
трансформаторы, так как для распределения энергии по заводам, фабрикам, жилым домам
и колхозам необходимы сравнительно низкие напряжения.
Впервые трехфазная линия электропередачи высокого напряжения (15000 В; из
Лауфена на Неккаре до Франкфурта-на-Майне, протяженность около 175 км),
положившая начало широким работам по электрификации, была построена при
ближайшем участии русского инженера М.О. Доливо-Добровольского. Им же были
10
разработаны конструкции трехфазных трансформаторов, основные черты которых
сохранились до настоящего времени.
В настоящее время трансформаторы находят себе самое широкое применение.
Существует очень много разнообразных типов их, различающихся как по назначению, так
и по выполнению.
Прежде всего нужно выделить группу силовых трансформаторов, которым будет
уделено основное внимание в последующем изложении. Это те трансформаторы, которые
устанавливаются в начале и конце линий электропередачи, на заводах и фабриках, в
жилых домах, при электрификации сельского хозяйства. Такие трансформаторы строятся
на мощности от нескольких до десятков тысяч киловольт-ампер.
Переменный ток по пути от электрической станции, где он создается, до
потребителя обычно приходится трансформировать 3—4 раза. Отсюда следует, что
мощность силовых трансформаторов, необходимых для передачи и распределения
электроэнергии, в 3—4 раза больше мощности установленных на электрических станциях
генераторов.
Каждый трансформатор снабжается щитком, прикрепленным на видном месте, с
указанными на нем номинальными величинами. Последние характеризуют режим работы,
для которого трансформатор предназначен. На щитке трансформатора указываются
следующие номинальные величины:
1.
кажущаяся мощность, ВА или кВА;
2.
линейные напряжения, В или кВ;
3.
линейные токи, А, при номинальной мощности;
4.
частота, Гц;
5.
число фаз;
6.
схема и группа соединений (§ 2-12);
7.
напряжение короткого замыкания (§ 2-7);
8.
режим работы (длительный или кратковременный);
9.
способ охлаждения.
Кроме того, на щитке трансформатора приводятся дополнительные данные,
необходимые при установке и эксплуатации трансформатора:
10.
полный вес трансформатора;
11.
вес масла;
12.
вес выемной (внутренней, опущенной в масло) части
трансформатора.
2-2. Основные элементы устройства
Основными частями трансформатора являются его сердечник и обмотки.
Сердечник для уменьшения потерь от вихревых токов собирается из листов специальной
электротехнической стали с относительным содержанием кремния до 4—5%. Толщина
стали берется 0,5 или 0,35 мм (еще более тонкие листы применяются при повышенной
частоте тока). Листы перед сборкой сердечника покрываются с обеих сторон лаком, что
дает более прочную и тонкую изоляцию между листами, чем бумага, которой иногда
оклеиваются листы до нарезки их на полосы.
Сердечник состоит из стержней, на которых помещаются обмотки, и ярм, которые
замыкают стержни и не имеют обмоток. Сборка листов (полос) сердечника производится,
как правило, "внахлестку". Таким путем удается свести до весьма малого значения
магнитные сопротивления стыков между стержнями и ярмами.
На рис. 2-2 показаны отдельные слои листов, из которых состоит сердечник
однофазного трансформатора, а на рис. 2-3 — два слоя листов сердечника трехфазного
трансформатора.
11
Рис. 2-2. Листы сердечника однофазного трансформатора при сборке их «внахлестку».
Рис. 2-3. Листы сердечника трехфазного трансформатора при сборке их «внахлестку».
Листы сердечника стягиваются при помощи накладок и шпилек, изолированных от
листов (рис. 2-4). Листы верхнего ярма окончательно закладываются и затем стягиваются,
после того как помещены обмотки на стержнях сердечника (рис. 2-5).
Рис. 2-4 Изоляция шпильки, стягивающей листы сердечника.
Рис. 2-5. Сборка сердечника трехфазного трансформатора.
Различные формы сечения стержня и ярма представлены на рис. 2-6 и 2-7. Сечение
по рис. 2-6,а применяется лишь для небольших трансформаторов; сечения по рис 2-6,б и в
применяются для трансформаторов средней и большой мощности. При большом числе
ступеней сечения его периметр приближается к окружности, и, следовательно, при том же
сечении стержня уменьшается средняя длина витка обмоток, а при этом и количество
расходуемой обмоточной меди.
Рис. 2-6. Форма сечения стержней.
12
Рис. 2-7. Формы сечения ярма.
По выполнению сердечника принято различать два типа трансформаторов:
стержневой и броневой. Стержневой тип трансформатора (рис. 2-5) получил
преобладающее применение на практике. Однофазный броневой трансформатор показан
на рис. 2-8. Из броневых трансформаторов в Советском Союзе получили некоторое
распространение
однофазные
броневые
трансформаторы
малой
мощности:
радиотехнические, звонковые и др.
Рис. 2-8. Однофазный броневой трансформатор с дисковыми чередующимися
обмотками.
Обмотки трансформаторов выполняются в виде цилиндрических катушек из
проводников круглого или прямоугольного сечения, изолированных хлопчатобумажной
пряжей или специальной (кабельной) бумагой.
В зависимости от номинального напряжения следует различать обмотку низшего
напряжения и обмотку высшего напряжения Обмотка низшего напряжения (НН)
помещается ближе к стержню, а обмотка высшего напряжения (ВН) — снаружи; она
охватывает обмотку низшего напряжения (рис. 2-9). При таком расположении обмоток
уменьшается расход изоляционных материалов, так как обмотка высшего напряжения
относительно стержня будет иметь собственную изоляцию и изоляцию обмотки низшего
напряжения. Обмотки, показанные на рис. 2-9, называются концентрическими.
13
Рис. 2-9. Однофазный стержневой трансформатор с концентрическими обмотками.
Иногда каждую из обмоток разделяют на отдельные катушки и располагают их на
стержне в чередующемся порядке, как показано на рис. 2-10. Такие обмотки называются
дисковыми чередующимися. Они на практике встречаются редко и применяются главным
образом для броневых трансформаторов (рис. 2-8).
Рис.2.10. Дисковая чередующаяся обмотка.
Трансформаторы выполняются с воздушным и масляным охлаждением. Первые
называются сухими, вторые — масляными. В масляных трансформаторах сердечник
вместе с обмотками помещается в баке с маслом. Масляные трансформаторы более
надежны в работе. Масло предохраняет изоляцию обмоток от вредного воздействия
воздуха, улучшает условия охлаждения обмоток и сердечника, так как имеет большую
теплопроводность, чем воздух; кроме того, вследствие большой диэлектрической
прочности позволяет сократить изоляционные расстояния, т. е. расстояния от меди
обмоток до стали сердечника.
2-3. Холостой ход трансформатора
Под холостым ходом трансформатора понимается режим его работы при
разомкнутой вторичной обмотке. В этих условиях трансформатор со стороны первичной
обмотки во всем подобен катушке со стальным сердечником.
Обратимся к рис. 2-11, где схематически изображен однофазный трансформатор.
Здесь первичная обмотка с числом витков w1 и вторичная обмотка с числом витков w2
расположены для наглядности на разных стержнях.
14
Рис. 2-11. Холостой ход трансформатора.
Пусть к первичной обмотке при разомкнутой вторичной подведено напряжение и1.
По первичной обмотке будет протекать ток i0. В трансформаторе возникнет магнитное
поле, которое будет создаваться намагничивающей силой (н.с.) i0w1 первичной обмотки.
Магнитным полем вне сердечника можем вначале пренебречь, так как магнитная
проницаемость стали во много раз больше магнитной проницаемости воздуха (или масла).
Полю в сердечнике соответствует магнитный поток Ф, сцепляющийся со всеми
витками обеих обмоток. Он будет наводить в первичной обмотке э.д.с.
d
e1   w1
dt
(2-1)
и вторичной обмотке э.д.с.
d
e2   w2
dt .
(2-2).
Напряжение на зажимах первичной обмотки
u1  i0 r1  e1 .
Активное падение напряжения i0 r1 в первичной обмотке имеет практически
ничтожное значение. Поэтому можно считать, что первичное напряжение u1 в любой
момент времени уравновешивается только э.д.с. e1 . Если напряжение u1 представляет
собой синусоидальную функцию времени, то, следовательно, э.д.с. e1 и наводящий её
поток Ф — также синусоидальные функции времени. Подставив в (2-1) и (2-2) Ф = Фмsin
ωt, где Фм —амплитуда потока, ω = 2πf — угловая частота тока, t — время, c, получим:
π
e1  ωw1Ф м cos ωt  2πfw1Ф м sin( ωt  );
2
(2-3)
π
e2  ωw2 Ф м cos ωt  2πfw2 Ф м sin( ωt  ).
2
(2-4)
Полученные уравнения показывают, что e1 и e2 отстают по фазе от потока Ф
π
на угол 2 . Действующие значения обеих э.д.с. соответственно равны:
2π
E1 
fw1Ф м  4,44 fw1Ф м ;
2
(2-5)
2π
E2 
fw2 Ф м  4,44 fw2 Ф м ,
2
(2-6)
где Фм — в В∙с.
Из (2-5) и (2-6) следует:
E1 w1

.
E 2 w2
(2-7)
Так как при холостом ходе U 20  E2 и U1  E1 , то можем написать:
15
U 1 E1 w1


.
U 2 E 2 w2
(2-8)
Отношение напряжений при холостом ходе трансформатора называется
коэффициентом трансформации. Обычно берется отношение высшего напряжения к
низшему. Если при холостом ходе трансформатора к его первичной обмотке подведено
номинальное напряжение U1н, указанное на щитке трансформатора, то на зажимах
вторичной обмотки должно получиться вторичное номинальное напряжение U20 = U2н.
Вследствие перемагничивания стали сердечника в нем возникают магнитные
потери, т. е. потери от гистерезиса и вихревых токов. Можно считать, что мощность P0,
потребляемая трансформатором при холостом ходе и напряжении U1 = U1н, идет только на
I 2r
покрытие магнитных потерь Рс, так как при этом электрические потери 0 1 практически
ничтожны. Следовательно, ток холостого хода I0 наряду с реактивной составляющей I0p
имеет активную составляющую I0а, т. е.
I 0  I 02p  I 02a .
(2-9)
Реактивная составляющая I0р, которую называют также намагничивающим током,
идет на создание магнитного поля в сердечнике трансформатора. Ее значение
определяется из расчета магнитной цепи трансформатора (§2-14).
Активная составляющая тока холостого хода I0а определяется по формуле
P
I 0a  C .
U 1н
(2.10)
Магнитные потери могут быть рассчитаны по обычным формулам (§ 2-14).
Приложенное к первичной обмотке напряжение u1 , как отмечалось,
уравновешивается в основном э.д.с. e1 . Поэтому при синусоидальном u1 мы можем
написать векторное (комплексное) уравнение
U   E1.
(2-11)
Следовательно, векторная диаграмма трансформатора при его холостом ходе будет
иметь вид, представленный на рис. 2-12.
Рис. 2-12. Векторная диаграмма трансформатора при холостом ходе.
Она отличается от диаграммы для реактивной катушки со стальным сердечником
только наличием вектора вторичной э.д.с. Так же как и для реактивной катушки со
стальным сердечником, можно написать:
 E1  I0 Z12  I0 (r12  jx12 );
(2-12)
16
здесь
Z12  z12 
E1
;
I0
x12  z122  r122 .
r12 
Pc
;
I 02
(2-13)
2-4. Работа при нагрузке
а) Первичный ток.
Работа трансформатора при нагрузке характеризуется наличием тока I2 во
вторичной обмотке, увеличение которого (как будет ясно из последующего) вызывает
увеличение тока I1 в первичной обмотке.
При нагрузке трансформатора магнитный поток Ф в его сердечнике, называемый
главным потоком, создается согласно закону полного тока совместным действием н.с.
обеих обмоток:
i1 w1  i2 w2  i0 w1 ,
(2-14)
где i1 , i2 , i0 — мгновенные значения токов, причем в общем случае i 0 отличается от
мгновенного значения тока холостого хода.
Так как мы принимаем токи синусоидальными, то можем написать (рис. 2-1):
I1 w1  I 2 w2  I 0 w1 .
(2-15)
Результирующая н.с. I 0 w1 должна иметь такое значение, чтобы создаваемый ею
поток наводил в первичной обмотке э.д.с. Е\, почти полностью уравновешивающую
приложенное напряжение U1. Поток в сердечнике трансформатора и результирующая н.c.
I 0 w1 при нагрузке, не превышающей значительно номинальную, мало отличаются от тех
же потока и н.с. первичной обмотки при холостом ходе, если в обоих случаях напряжение
U1 сохраняет свое значение.
Разделив обе части равенства (2-15) на w1, получим:
w
I1  I 2  I0 ,
w1
(2-16)
или
I 1  I 2  I 0 ,
(2-17)
где
w
I2  I2 2
w1
(2-18)
— вторичный ток, приведенный к числу витков первичной обмотки.
Очевидно, что вторичная обмотка с током I 2 должна иметь число витков w1,
чтобы ее н.с. I 2 w1 была равна н.с. I 2 w2 действительной вторичной обмотки. При этом
вместо уравнения н.с. (2-15) можно пользоваться уравнением токов (2-17).
Из (2-17) получаем значение первичного тока I1
I1  I0  I2 .
(2-19)


Мы видим, что первичный ток I1 имеет две составляющие: одна из них ( I 0 ) идет

на создание потока в сердечнике трансформатора, другая (  I 2 ) компенсирует
размагничивающее действие вторичного тока. Следовательно, при увеличении вторичного
тока будет увеличиваться и первичный ток, чтобы поток оставался почти равным потоку
при холостом ходе.
17
Так как ток I0 имеет относительно небольшое значение, то при токах, близких к
номинальным, можно принять
I 1 w2

.
I 2 w1
б) Уравнения напряжений.
Будем вначале считать, что потокосцепления обмоток трансформатора
пропорциональны их токам и что магнитные потери в сердечнике отсутствуют (такие
условия получаются в воздушном трансформаторе). При этом, так же как для двух
магнитно связанных контуров, можем написать следующие уравнения напряжений
первичной и вторичной обмоток трансформатора:
di
di
u1  L1 1  M 2  i1r1
dt
dt
;
(2-20)
di2
di1
u 2   L2
M
 i2 r2
dt
dt
,
(2-21)
где u1 и u2 — мгновенные значения первичного и вторичного напряжений;
L1, L2 и М — полные индуктивности и взаимная индуктивность обмоток;
r1 и r2 — их активные сопротивления.
Первичное напряжение u1 имеет составляющие, уравновешивающие э.д.с.
di
di
( M 2 )
( L1 1 )
dt , и составляющую, равную
dt и взаимоиндукции
cамоиндукции
активному падению напряжения i1r1. Вторичное напряжение u2 получается после
вычитания
из
результирующей
э.д.с.
самоиндукции
и
взаимоиндукции
di
di
( L2 2  M 1 )
dt
dt активного падения напряжения i2r2.
Полагая, так же как и в предыдущем, что в сердечнике трансформатора имеет
место главный поток Ф, который создается результирующей н.с. i0w1 мы можем для токов
i1, и i2 согласно (2-14) написать следующие равенства:
w
i1  i0  i2 2 ;
w1
(2-22)
i 2  i0
w1
w
 i1 1
w2
w2
(2-23)
Подставив (2-23) в (2-20) и (2-22) в (2-21), получим:

w  di
w di
u1   L1  M 1  1  M 1 0  i1r1;
w2  dt
w2 dt

(2-24)

w  di
di
u2   L2  M 2  2  M 0  i2 r2
w1  dt
dt

(2-25)
или
w di
di
u1  M 1 0  L1 1  i1r1 ;
w2 dt
dt
(2-24a)
di0
di
 L 2 2  i2 r2 ,
dt
dt
(2-25a)
w
w
L1  M 1  L1
L2  M 2  L 2
w2
w1
где
и
— индуктивности рассеяния первичной и
вторичной обмоток; им соответствуют э.д.с. рассеяния:
18
u 2  M
e1   L1
e 2   L 2
di1
dt ; ;
(2-26)
di2
.
dt ;
(2-27)
Электродвижущие силы
w di
dФ
e1  M 1 0  w1
;
w2 dt
dt
(2-28)
di0
dФ
 w2
;
dt
dt
(2-29)
рассматриваются как э.д.с., наведенные главным потоком Ф.
Приведем здесь уравнения, относящиеся к общей теории двух магнитно связанных
обмоток. Для потокосцеплении этих обмоток можем написать:
1  L1i1  Mi2 ;
(2-30)
e2   M
2  L2i2  Mi1.
(2-31)
Вычтем и прибавим с правой стороны написанных равенств одни и те же
величины:
1  L1i1  Mi2  1Mi1  1Mi1  ( L1  1M )i1  M (1i1  i2 );
2  L2i2  Mi1   2 Mi2   2 Mi2  ( L2   2 M )i2  M ( 2i2  i1 ).
Здесь коэффициенты  1 и  2 имеют произвольные значения.
Будем называть величины
M (1i1  i2 )  r1 и M (i1   2i2 )  r 2
главными потокосцеплениями обмоток, а величины
( L1  1 M )i1  L1i1 и ( L2   2 M )i2  L 2 i2
их потокосцеплениями рассеяния.
Главными индуктивностями обмоток назовем величины
Lr1  L1  L1  L1  ( L1  1 M )  1 M ;
Lr 2  L2  L 2  L2  ( L2   2 M )   2 M .
Общий коэффициент рассеяния равен:
M2
  1
.
L1 L2
(2-32)
Коэффициенты рассеяния обмоток равны отношениям индуктивностей рассеяния к
главным индуктивностям:
L  1 M
L  2M
1  1
2  2
1 M
2M .
и
(2-33)
Между произвольными значениями коэффициентов λ1 и λ2 можно установить
простое соотношение. Для этого примем (с физической стороны это легко себе
представить), что общий коэффициент рассеяния стремится к нулю (σ → 0), если при этом
индуктивности рассеяния стремятся к нулю. Вводя L1  1 M  L1 и L2   2 M  L 2 в (232) и принимая L1 и L 2 равными нулю, получим для σ → 0:
1 2  1.
(2-34)
2
Отсюда имеем: Lr1 Lr 2  M .
19
Мы видим, следовательно, что, хотя общий коэффициент рассеяния σ определяется
однозначно, отдельные коэффициенты рассеяния σ1 и σ2 являются произвольными, так же
как λ1 и λ2.
Подразделяя произведение λ1λ2 любым образом на λ1 и λ2 можно потокосцепления
рассеяния приписать одной или другой обмотке или обеим обмоткам. Мы не имеем также
достаточно данных, чтобы однозначно определить главный поток, о котором говорилось
ранее. Однако внести определенность в понятия индуктивностей рассеяния мы можем
только в том случае, если допустим, что в трансформаторе существует главный поток Ф,
созданный н.с. обеих обмоток и сцепляющийся со всеми их витками. Такое допущение,
очевидно, в большой степени оправдывается в применении к нормальным
трансформаторам со стальным сердечником.
Мы можем теперь написать:
r1  M (1i1  i2 )  Фw1 ;
r 2  M ( 2i2  i1 )  Фw2 .
Отсюда получаем:
i1 (1w2  w1 )  i2 (w2   2 w1 )  0.
Так как полученное равенство должно быть справедливо при любых значениях t1 и
t2 ,
то
выражения
в
скобках по отдельности должны быть равны нулю;
w
w
1  1
2  2 ,
w1 что мы и получили ранее в дифференциальных
w2 и
следовательно,
уравнениях, допустив, что в трансформаторе существует главный поток Ф, созданный
результирующей н.с. i0 w1 .
Теория электрических машин также основана, как мы покажем в дальнейшем, на
допущении существования главного потока, не зависящего от полей рассеяния.
Считая, что токи и э.д.с. уравнений (2-26)—(2-29) изменяются во времени по
закону синуса, мы можем эти уравнения переписать в комплексной форме:
E 1   jωL1I1   jx1I1;
E   jωL I   jx I ;
2
2 2
2 2
w
E1   jωM 1 I0   jx12 I0 ;
w2
(2-35)
w
E 2   jωMI0   jx12 2 I0 .
w1
В равенствах (2-35)
x1  L1
x12  ωM
и
x2  L 2
— индуктивные сопротивления
w1
w2 — индуктивное сопротивление взаимоиндукции
рассеяния обмоток, а
обмоток.
Ранее при рассмотрении режима холостого хода мы пренебрегали полем вне
сердечника трансформатора. В действительности это поле согласно закону полного тока
должно существовать. Оно называется полем рассеяния. Созданные им потокосцепления
обмоток малы по сравнению с потокосцеплениями обмоток, созданными главным
потоком. С большим приближением к действительным условиям можно считать, что поле
рассеяния и поле в сердечнике, соответствующее главному потоку, существуют
независимо одно от другого.
На рис. 2-13 представлена приближенная картина поля рассеяния, которую кладут
в основу расчета потокосцеплений рассеяния. Здесь пунктирной линией показан путь
главного потока Ф, сплошными линиями показаны индукционные линии поля рассеяния.
20
Они могут быть условно разделены на две группы: сцепляющиеся с первичной обмоткой
и сцепляющиеся со вторичной обмоткой. Магнитные сопротивления для потоков
соответствующих индукционных трубок рассеяния определяются в основном
сопротивлениями тех их частей, которые проходят вдоль обмоток и в промежутке между
ними Их можно принять постоянными, поскольку потоки трубок проходят по материалам
(медь, изоляция, воздух или масло), для которых μ = const. Магнитными сопротивлениями
потоков трубок вне обмоток и промежутка между ними можно пренебречь, так как здесь
они проходят в основном по стали сердечника.
Рис. 2-13. Приближенная картина поля рассеяния трансформатора с
концентрическими обмотками, где крестиками и точками условно показаны направления
токов в обмотках для рассматриваемого момента времени.
Таким образом, потокосцепления рассеяния и созданные ими э.д.с. рассеяния
можно принять пропорциональными н.с. или токам соответствующих обмоток и считать
индуктивности Lσ1 и Lσ2, а следовательно x1 и x 2 , постоянными величинами. Индуктивное
сопротивление взаимоиндукции x12 зависит от Ф, однако в пределах небольшого
изменения Фм и, следовательно, Е1 можно принять x12 также постоянным.
С учетом приведенных равенств (2-35) уравнения напряжений (2-24а) и (2-25а) для
установившегося режима могут быть написаны в комплексной форме:
U1   E1  I1 (r1  jx1 )   E1  I1Z1;
(2-36)





U 2  E2  I 2 (r2  jx2 )  E2  I 2 Z 2 .
(2-37)
Уравнения (2-36) и (2-37) называются векторными уравнениями напряжений
трансформатора (здесь имеются в виду временные векторы напряжений, э.д.с. и токов).
В реальном трансформаторе со стальным сердечником при его работе возникают
магнитные потери. Для их учета мы должны считать, так же как при холостом ходе, что
I
ток I 0 имеет наряду с реактивной составляющей 0 р активную составляющую I 0 а [см.

уравнения (2-9) — (2-13)]; однако обе эти составляющие мы должны отнести не к U1 а к
E1 , так как они зависят от Фм.
Вследствие нелинейной связи между потоком Ф и результирующим током
i0
кривая последнего при синусоидальном потоке Ф будет несинусоидальной (§ 2-13). Для
облегчения анализа зависимостей, характеризующих работу трансформатора, ток
i0
принимается синусоидальным с действующим значением, равным тому же значению
действительного тока. Такое допущение не может привести к заметной ошибке из-за
относительной малости тока I 0 .
21
2-5. Схема замещения
Расчеты, связанные с исследованием работы трансформатора, можно свести к
расчетам простых цепей переменного тока. Для этого заменим трансформатор некоторой
схемой, сопротивление которой Zэкв определим; из уравнений напряжений (2-36) и (2-38) и
уравнения токов (2-17). Перепишем эти уравнения в следующем виде:
U 1  I0 Z12  I1 Z1 ;
(2-40)




U 2   I 0 Z12  I 2 Z 2  I 2 Z ;
(2-41)
I2  I0  I1 ,
(2-42)
I Z   E   E 
1
2 [см. уравнение (2-12)]; Z1  r1  jx1 ;
где 0 12
2
w 
Z   Z  1 
Z2  r2  jx2 ;
 w2  ― приведенное к числу витков первичной обмотки

сопротивление внешней вторичной цепи, падение напряжения I 2 Z  в котором, очевидно,

и есть U 2 .

Подставив в (2-41) значение тока I 2 из (2-42), найдем:
Z 2  Z 
I0  I1
.
Z12  Z 2  Z 
I
Подставив в (2-40) найденное значение 0 , получим:

Z ( Z   Z )  
1
U1  I1  Z1  12 2
 I 1 ( Z1 
)  I1Z экв .

1
1


Z

Z

Z
12
2



Z12 Z 2  Z 
(2-43)
Сопротивлению Zэкв соответствует схема, представленная на рис. 2-17. Она
называется схемой замещения трансформатора. Здесь ветвь с сопротивлением Z12 может
быть названа ветвью намагничивания. Очевидно, что уравнения напряжений и токов,
составленные согласно законам Кирхгофа для этой схемы, будут такими же, как и
уравнения (2-40) — (2-42).
Рис. 2-17. Схема замещения трансформатора.
В схеме замещения переменным параметром является сопротивление Z  ;
остальные ее параметры можно считать постоянными. Они могут быть определены путем
расчета, а также опытным путем. В последнем случае обращаются к данным опытов
холостого хода и короткого замыкания.
2-6. Опыт холостого хода
По данным опыта холостого хода определяются коэффициент трансформации
U 20 w2

U1
w1 ,
магнитные
потери
Рс
и
параметры
ветви
намагничивания
Z12 , r12 , x12 . Магнитные потери Рс, как указывалось, могут быть приняты равными
мощности Р0, потребляемой трансформатором при холостом ходе.
22
При опыте холостого хода собирается схема по рис. 2-18 для однофазного
трансформатора или по рис. 2-19 для трехфазного трансформатора. При номинальном
напряжении U1H (линейном в случае трехфазного трансформатора) измеряют I 0 , P0 , и
U 20 . Опыт холостого хода должен производиться при синусоидальном напряжении. Если
напряжение заметно отличается от синусоидального, то в данные измерений необходимо
внести некоторые поправки (согласно ГОСТ). При исследовании малых трансформаторов
следует учитывать потери в приборах, так как они могут быть соизмеримы с потерями
холостого хода.
Рис. 2-18 Схема при опыте холостого хода для однофазного трансформатора.
Рис. 2-19. Схема при опыте холостого хода для трехфазного трансформатора.
Измерения U1 и U20 производятся при помощи вольтметров или при высоком
напряжении, при помощи вольтметров и измерительных трансформаторов напряжения.
По данным измерений находят коэффициент трансформации: U20/U1  w1 / w2 . По
амперметру и ваттметру находят ток I 0 и мощность P0 в случае однофазного
трансформатора. В случае трехфазного трансформатора необходимо измерить токи во
всех трех фазах, так как вследствие несимметрии магнитных цепей отдельных фаз токи в
них будут различны. За ток холостого хода здесь принимается среднее арифметическое
токов отдельных фаз, т. е.
I  I ОВ  I ОС
I 0  ОА
.
3
(2-44)
Мощности отдельных фаз также различны; поэтому мощность, потребляемую
трехфазным трансформатором при холостом ходе, следует измерять двумя ваттметрами
по схеме рис. 2-19.
Для нормальных силовых трансформаторов ток холостого хода составляет (0,10—
0,04) IН при номинальных мощностях от 5 до нескольких тысяч киловольт-Ампер.
Холостому ходу будет соответствовать схема замещения рис. 2-17 при Z  =∞.
Следовательно, по данным опыта холостого хода получаем:
U
z 0  Z1  Z12   (r1  r12 ) 2  ( x1  x12 ) 2  1 .
I0
Так как для нормальных трансформаторов r12 больше r1 и x12 больше х1 в сотни раз,
то можно принять:
P
r12  r0  r1  r12  02 ;
z12  z 0 ;
I0
x12  x0  z02  r02 .
23
2-7. Опыт короткого замыкания
По данным опыта короткого замыкания определяются потери короткого замыкания
Рк, которые могут быть приняты равными электрическим потерям в обмотках, и
параметры трансформатора, к которым приходится обращаться при решении многих
практических задач.
Под коротким замыканием трансформатора здесь понимается такой режим его
работы, при котором вторичная обмотка замкнута накоротко, а к первичной обмотке
подведено напряжение. Этому режиму работы соответствует схема замещения (рис. 2-17)
при Z  =0.
Так как сопротивления z и z2 в сотни раз меньше сопротивления z , то при
1
12
коротком замыкании трансформатора можно пренебречь током в этом сопротивлении, т.
е. принять z12   . В этом случае получаем схему замещения, представленную на рис. 220.
Рис. 2-20. Схема замещения короткозамкнутого трансформатора.
Векторная диаграмма короткозамкнутого трансформатора приведена на рис. 2-21.
Рис. 2-21. Векторная диаграмма короткозамкнутого трансформатора.
От этой диаграммы мы можем перейти к диаграмме, представленной на рис. 2-22.
Рис. 2-22. Треугольник короткого замыкания.
треугольник ОАВ называется треугольником короткого
замыкания трансформатора. Один его катет OB  I1rк , другой катет BA  I1 xк и
гипотенуза OA  U 1к  I к z к .
Прямоугольный
Сопротивления
rк  r1  r2' ; xк  x1  x2' ;
24
z к  rк2  xк2
называются соответственно активным, индуктивным и полным сопротивлениями
короткого замыкания трансформатора. Параметры короткого замыкания zк, rк и xк
определяются по данным опыта короткого замыкания. При этом опыте собирается одна из
схем, приведенных на рис. 2-18 и 2-19, но вторичные зажимы замыкаются накоротко.
Измеряют U1к, I1, Pк. Напряжение U1к устанавливают такое, чтобы ток I1 был
приблизительно равен номинальному току I1н . Оно для нормальных трансформаторов
мощностью от 20 до 10000 кВА составляет от 5 до 10% номинального напряжения U1н . В
соответствии с указанными значениями U1н и I1 подбирают при опыте короткого
замыкания измерительные приборы.
Так как при этом опыте E1 а следовательно, и поток Ф (E1 ≈ 0,5 U1к, рис. 2-21)
составляют всего несколько процентов от их значений при номинальном напряжении (а
потери в стали приблизительно пропорциональны Ф2), то магнитными потерями можно
пренебречь и считать, что мощность Pк, потребляемая трансформатором при коротком
замыкании, идет на покрытие электрических потерь в обмотках трансформатора:
Pк  I12 r1  I 22 r2  I12 r1  I 22 r2  I12 (r1  r2)  I12 rк .
(2-45)
Отсюда находим:
P
rк  2к .
i1
(2-46)
Согласно ГОСТ активные сопротивления обмоток трансформаторов, по которым
определяются электрические потери и активные падения напряжения, должны быть
приведены к температуре 75° С. Это приведение делаем согласно соотношению
235  75
rк 75  rк
,
235  
(2-47)

где — температура обмоток, °С, при опыте короткого замыкания.
Далее определяем:
U
zк  1к ;
I1 xк  zк2  rк2
(можно принять, что xк от температуры не зависит) и
zк 75  rк275  xк2 .
После этого определяем номинальное напряжение короткого замыкания Uк =
I1нzк75. Оно, очевидно, равно напряжению, которое, будучи приложено к одной обмотке
трансформатора при замкнутой накоротко его другой обмотке, создаст в обеих обмотках
номинальные токи.
Напряжение Uк = I1нzк75 выражается в процентах номинального напряжения той
обмотки, со стороны которой производились измерения при опыте короткого замыкания:
I z
uк  1н к 75 100%.
U1н
(2-48)
Процентное значение номинального напряжения короткого замыкания указывается
на щитке трансформатора. Оно для нормальных трансформаторов лежит в пределах 5 —
10%. Также выражаются в процентах номинального напряжения реактивная и активная
составляющие напряжения короткого замыкания:
25
uр 
uа 
I1н xк 75
 100%,
U1н
(2-49)
I1н rк 75
 100%.
U1н
(2-50)
Если числитель и знаменатель правой части равенства (2-50) умножить на I1н и
число фаз т, то получим:
mI 2 r
P
uа  1н к 75 100%  к.н 100%,
mU1н I1н
Sн
(2-51)
т. е. u а в то же время дает процентное значение электрических потерь в обмотках
трансформатора или потерь короткого замыкания при номинальных токах.
Значения r1 и r2 могут быть измерены при постоянном токе, например при помощи
амперметра и вольтметра Полученные при этом сопротивления будут несколько меньше
активных сопротивлений обмоток. Активные сопротивления больше сопротивлений,
измеренных при постоянном токе, в 1,03 — 1,07 раза вследствие наличия вихревых токов
в проводниках обмоток и в других металлических частях трансформатора, вызванных
полями рассеяния.
Определить отдельно значения х1 и x2 довольно трудно. Практически достаточно
найти только хк.
2-8. Потери и коэффициент полезного действия
При работе трансформатора в нем возникают потери — магнитные и
электрические.
Магнитные потери, или потери в стали Рс, принимаются, как отмечалось, равными
потерям холостого хода P0. Они зависят от частоты тока, от индукций Вс в стержне и Вя в
ярме сердечника, а также от весов стержней и ярм. Для уменьшения магнитных потерь и
реактивной составляющей тока холостого хода сечение ярма берут несколько больше (на
5—10%) сечения стержня. Потери P0 приблизительно пропорциональны квадрату
индукции (В2) и частоте тока в степени 1,3 (f1,3).
Электрические потери, или потери короткого замыкания, пропорциональны
квадрату тока.
Коэффициент полезного действия (к.п.д.) трансформатора имеет высокие значения:
от 0,96 при S ≈ 5 кВА до 0,995 при номинальной мощности, составляющей десятки тысяч
кВА. Поэтому определение его непосредственным методом по формуле
P
η 2 ,
P1
(2-61)
где Р2 — полезная (вторичная) мощность; Р1 — затраченная (первичная) мощность,
практически не может дать точных результатов.
Так как потери в трансформаторе невелики, то следует определять к.п.д.
трансформатора косвенным методом и пользоваться при этом формулой
P2
mU 2 I 2 cos  2
η

,
P2  P mU 2 I 2 cos  2  mI 22 rк75  P0
(2-62)
где
P —
сумма
всех
потерь
в
трансформаторе;
m
—
число
фаз;
rк75 и P0 — активное сопротивление короткого замыкания при 75°С и потери холостого
хода, которые определяются, как указывалось ранее, по данным опытов короткого
замыкания и холостого хода. Можно считать в обычных условиях U2 = U2н = const,
cos 2  const, P0 = const.
26
β
I2
I 2н , получим:
Тогда, обозначив
βS н cos  2
η
,
βS н cos  2  β 2 Pк..н  P0
(2-63)
где Sн = mU2I2н — номинальная мощность; Рк н — потери короткого замыкания при
номинальных токах в обмотках трансформатора.
В правой части (2-63) переменной величиной является только  . Обычным путем
можно найти максимум функции η  f (β) . Для этого приравняем ее первую производную
нулю:
dη S н cos  2 (βS н cos  2  β 2 Pк.н  P0 )  ( S н cos  2  2βPк.н )βS н cos  2

 0.
dβ
(βS н cos  2  β 2 Pк.н  P0 ) 2
В полученной дроби знаменатель при реальных значениях β не может быть
равным бесконечности. Поэтому нужно приравнять нулю числитель. Отсюда найдем, что
к.п.д. будет максимальным, когда потери короткого замыкания будут равны потерям
холостого хода:
β 2 Pк.н  P0
,
(2-64)
т. е. при равенстве переменных потерь постоянным потерям (при изменении нагрузки
практически изменяются только потери короткого замыкания).
Для трансформаторов, выпускаемых заводами Советского Союза, имеем:
P0
β
Pк.н
P0 : Pк.н = 0,5÷0,25 , что дает:
= 0,7  0,25.
Следовательно, к.п.д. получается максимальным при нагрузке, составляющей 50—
70% от номинальной. Такая нагрузка обычно и соответствует средней нагрузке при
эксплуатации трансформатора.
При вычислении к.п.д. пользуются формулой
mI 22 rк 75  P0
η  1
.
mU 2 I 2 cos  2  mI 22 rк75  P0
(2-62,а)
2-9. Трансформирование трехфазного тока
Для трансформирования трехфазного тока применяются или трехфазные
трансформаторы, или «трехфазные группы», состоящие из трех однофазных
трансформаторов.
Наибольшее распространение на практике получили трехфазные стрежневые
трансформаторы с расположением стержней в одной плоскости.
Сердечник одного из таких трансформаторов показан на рис. 2-28.
Рис. 2-28. Сердечник трехфазного стержневого трансформатора.
Здесь же указаны потоки (в соответствии с векторным уравнением потоков
 
 
  0)
(
A
B
С
, причем за положительное их направление условно принято
27
направление снизу вверх. Очевидно, амплитуда потока в ярме равна амплитуде потока в
стержне.
Трехфазная группа, состоящая из трех однофазных трансформаторов, представлена
на рис. 2-29.
Рис. 2 29. Трехфазная группа.
Одна из ее обмоток соединена в звезду, другая, как правило, соединяется в
треугольник (§ 2-13).
На рис. 2-30,а представлен трехфазный броневой трансформатор.
Рис. 2-30. Трехфазный броневой трансформатор и распределение потоков в его
сердечнике.
Обычно его стержни располагаются горизонтально с помещенными на них
дисковыми чередующимися обмотками (рис. 2-8). Здесь различают продольные ярма,
расположенные параллельно стержням, и поперечные ярма, расположенные
перпендикулярно стержням. Продольные и поперечные ярма выполняются обычно с
сечением, равным примерно половине сечения стержня. В трехфазном броневом
трансформаторе средняя фаза первичной и вторичной обмоток должна быть соединена в
обратном порядке по сравнению с крайними фазами. На рис. 2-30,а показано соединение
обмотки высшего напряжения в звезду. Здесь правый зажим средней фазы принят за
начало фазы, а левый — за ее конец в противоположность тому, что принято для крайних
фаз. Только в этом случае поток в промежуточных поперечных ярмах равен полусумме
потоков соседних стержней (рис. 2-30,б и в).
Неправильным будет соединение, при котором за начало и конец средней фазы
приняты такие же зажимы, что и для крайних фаз, так как в этом случае в промежуточных
поперечных ярмах поток будет равен полуразности потоков в соседних стержнях, т. е. в
3 раз больше, чем в предыдущем случае.
2-10. Соединения обмоток трансформаторов
Обратимся к однофазному трансформатору, обмотки которого показаны на рис. 231.
Рис. 2-31. Обозначения зажимов обмоток однофазного трансформатора.
Согласно ГОСТ зажимы обмоток обозначаются так, как указано на этом рисунке.
Начало и конец обмотки высшего напряжения обозначаются соответственно прописными
буквами А и X. Для обмотки низшего напряжения берутся строчные буквы: а — начало и х
— конец обмотки.
28
Зажимы обмоток трехфазных трансформаторов обозначаются, как указано на рис.
2-32.
Рис. 2-32. Обозначения зажимов обмоток трех фазного трансформатора.
Зная обозначения зажимов обмоток, мы можем правильно соединить обмотки
трехфазного трансформатора и трехфазной группы в звезду или треугольник. Их
необходимо также знать при включении трансформаторов на параллельную, работу.
Соединение обмотки, например, высшего напряжения в звезду показано на рис. 233.
Рис. 2-33. Соединение обмотки в звезду.
Напомним, что в этом случае линейное напряжение в 3 раз больше фазного, а
линейный ток равен фазному.
На рис. 2-34 показано соединение обмотки в треугольник.
Рис. 2-34. Соединение обмотки в треугольник.
Здесь линейное напряжение равно фазному, а линейный ток в 3 раз больше
фазного.
Соединение обмоток в звезду и звезду обозначают Y/Y и называют "звезда —
звезда" или "игрек — игрек". Соединение обмоток в звезду и треугольник обозначают Y/
и называют "звезда — треугольник" или "игрек — дельта". Если от обмотки, соединенной
в звезду, выводится нулевая точка, то такое соединение обозначают Y0 и называют
«звезда с нулем» или «игрек нулевое».
Следует иметь в виду, что отношение линейных напряжений Uл1 и Uл2
трансформатора зависит не только от чисел витков обмоток w1 и w2 (на фазу), но и от
способов их соединения:
U л1 w1

;
U
w
л2
2
при Y/Y
при Y/∆
U л1
3w1

;
U л2
w2
при ∆/Y
U л1
w1

.
U л2
3w2
2-11. Группы соединений
29
В зависимости от сдвига по фазе между линейными первичной и вторичной э.д.с.
на одноименных зажимах трансформаторы разделяются на группы соединений, причем
каждую группу составляют трансформаторы с одинаковым сдвигом по фазе между
указанными э.д.с.
Для обозначения группы соединений выбирается ряд целых чисел от 1 до 12; здесь
условно принято, что единица соответствует 30° по аналогии с углами между минутной и
часовой стрелками часов в 1, 2,..., 12 ч. При определении группы соединений с вектором
э.д.с. обмотки высшего напряжения нужно совместить минутную стрелку, а с вектором
э.д.с. обмотки низшего напряжения — часовую стрелку. Отсчет угла производится от
минутной стрелки к часовой по направлению их вращения.
Обратимся к однофазному трансформатору, обмотки которого представлены на
рис. 2-35.
Рис. 2-35. Однофазный трансформатор 1/1-12.
Если они выполнены при одинаковом направлении намотки (например, по часовой
стрелке, если смотреть от А к X и от a к х), то наведенные в них э.д.с. изобразятся
векторами, направленными в одну и ту же сторону (рис. 2-35). Такой трансформатор
принадлежит к группе соединений, обозначаемой числом 12. Его условное обозначение:
1/1-12.
Если тот же трансформатор будет иметь обмотку, например, низшего напряжения,
у которой будут переставлены обозначения зажимов по сравнению с предыдущим
случаем, то сдвиг между э.д.с. будет равен 180° (рис. 2-36).
Рис. 2-36. Однофазный трансформатор 1/1-6.
Такой трансформатор принадлежит к группе соединений, обозначаемой числом 6.
Обратимся к трехфазному трансформатору, представленному на рис. 2-37.
Рис. 2-37. Трехфазный трансформатор Y/Y-12.
Здесь обе обмотки соединены в звезду и намотаны в одинаковом направлении от
начал к концам фаз. Векторные диаграммы э.д.с. показывают, что сдвиг между
линейными э.д.с. АВ и ab в данном случае равен 0°. В этом мы убеждаемся, совместив при
наложении диаграмм точки А и а. Следовательно, рассматриваемый трансформатор
принадлежит к группе 12. Его полное обозначение: Y/Y-12.
30
Если у трехфазного трансформатора группы 12 поменять местами начала и концы
фаз, например обмотки низшего напряжения, то получается трансформатор группы 6 (рис.
2-38). Его обозначают: Y/Y-6.
Рис. 2-38. Трехфазный трансформатор Y/Y-6.
Трехфазные трансформаторы с соединением обмоток Y/Y принадлежат к группам
6 и 12, если на каждом стержне сердечника помещены одноименные фазы. Если же у
одной из обмоток сделать круговое перемещение обозначений зажимов, например вместо
а—b—с сделать с—а—b и затем b—с—а, то при каждом перемещении будем
поворачивать звезду вторичных э. д. с. на 120° и, следовательно, переходить от группы 12
к группам 4 и 8, а от группы b — к группам 10 и 2. Таким образом, при соединении
обмоток Y/Y можем получить все четные группы соединений 2, 4, 6, 8, 10, 12.
Обратимся к трехфазному трансформатору с соединением обмоток Y/∆
представленному на рис. 2-39.
Рис. 2-39. Трехфазный трансформатор Y/∆-5.
Векторные диаграммы э.д.с., приведенные на этом же рисунке, показывают, что
сдвиг между линейными э.д.с. здесь равен 330°. Следовательно, трансформатор
принадлежит к группе 11. Он обозначается: Y/∆-11.
Если у рассмотренного трансформатора (рис. 2-39) поменять местами начала и
концы фаз обмотки низшего напряжения, то получается трансформатор группы 5 (рис. 240) со сдвигом между линейными э.д.с., равным 150°. Такой трансформатор обозначается
Y/∆-5.
Рис. 2-40. Трехфазный трансформатор Y/∆-5.
31
Если сделать круговое перемещение обозначений зажимов для обмотки низшего
напряжения трансформаторов, представленных на рис. 2-39 и 2-40, то перейдем
соответственно от группы 11 к группам 3 и 7 и от группы 5 к группам 9 и 1.
Следовательно, при соединении обмоток Y/∆ (или ∆/Y) можем noлучить все нечетные
группы 1, 3, 5, 7, 9, 11.
Такое большое разнообразие групп соединений трансформаторов не только не
требуется, но вызывало бы большие затруднения на практике, например при
осуществлении параллельной работы трансформаторов (§ 2-17).
В СССР стандартизованы только две группы соединений: 12 и 11. Все
выпускаемые советскими заводами нормальные однофазные трансформаторы и
трехфазные с соединением обмоток Y/Y принадлежат к группе 12, а трехфазные
трансформаторы с соединением обмоток Y/∆ — к группе 11.
2-12. Автотрансформатор
Автотрансформатор отличается от трансформатора тем, что у него обмотка
низшего напряжения является частью обмотки высшего напряжения, причем она
выполняется из проводников, в общем случае отличающихся по сечению от проводников
другой части, и обычно располагается относительно другой части, как показано на рис. 248.
Рис. 2-48. Схема понижающего автотрансформатора (а); расположение частей его
обмоток относительно стержня сердечника (б).
Следовательно, части Аа и аХ можно рассматривать как обмотки двухобмоточного
трансформатора, имеющие между собой не только магнитную связь, но и электрическую.
Автотрансформаторы могут служить как для понижения, так и для повышения
напряжения. Они выполняются для небольших коэффициентов трансформации, не сильно
отличающихся от единицы, и в этом случае, как показано в дальнейшем, экономичнее в
работе и требуют на изготовление меньше материалов, чем обычные двухобмоточные
трансформаторы на ту же номинальную мощность.
За номинальную мощность автотрансформатора принимается мощность Sн = U1нI1н
= U2нI2н.

Приложенное к обмотке А — X напряжение U1 , уравновешивается в основном
w
E 2  E1 2

w1 создает ток во вторичной цепи, при этом
э.д.с. E1 . Электродвижущая сила
U 2  E2 ; следовательно,
E1 w1 U 1


.
E 2 w2 U 2
Пренебрегая током холостого хода, согласно закону полного тока можем написать:
I2 w2  I1w1  0,
отсюда
w
I2   I1 1 .
w2
(2-77)
32
Ток в общей части обмотки а — X равен геометрической сумме первичного и

 
вторичного токов: I12  I1  I 2 .
(2-78)
Для понижающего трансформатора I2>I1 следовательно, ток общей части обмотки
равен
I12  I2  I1 ,
что дает возможность соответственно уменьшить сечение ее проводников.
Учитывая (2-77), получим:
 w 
I12  I1  1 .
 w2 
Части обмотки А — а и а — X магнитно уравновешены, т. е. их н.с. равны и
противоположно направлены, что следует из соотношений
w
I12 w2  I1 (1  1 )w2   I1 ( w1  w2 ).
w2
(2-79)
Для того чтобы можно было сравнить автотрансформатор с двухобмоточным
трансформатором, найдем расчетную мощность Sа автотрансформатора.
Расчетная мощность Sа1 части обмотки А — а равна:
w
S а1  ( E1  E2 ) I1  E1 I1 (1  2 );
w1
(2-80)
расчетная мощность Sa2 части обмотки а — X равна:
w
S а 2  E2 ( I 2  I1 ) I1  E2 I 2 (1  2 ).
w1
(2-81)
Следовательно, Sal = Sa2, так как E1I1 = E2I2.
Отсюда найдем расчетную мощность автотрансформатора при номинальных
значениях токов и напряжений:
w
ц
w
S а  U1н I1н (1  2 )  U 2н I 2н (1  2 )  S н (1  2 ).
w1
w1
w1
(2-82)
Размеры автотрансформатора рассчитываются для мощности
w
S а  S н (1  2 ),
w1
тогда как размеры двухобмоточного трансформатора рассчитываются для мощности
Sн.
Таким образом, расчетная мощность автотрансформатора меньше его номинальной
мощности, называемой также полной или проходной:
Sа
w
 1 1 .
Sн
w2
(2-83)
Размеры трансформатора определяются значением электромагнитной мощности
при cos φ2 = 1, т. е. мощности, которая при этом передается магнитным полем с первичной
на вторичную обмотку. Действительно, для данной частоты тока эта мощность
E1 I1  Фw1 I1 . По магнитному потоку Ф определяются сечения стержней и ярм
трансформатора (сечение
S
Ф
,
B где B = 12000  14500 Гс при f = 50 Гц); по току —
I
2
 , где для масляных трансформаторов   3  4,5А/мм ); по
сечения проводников (
числу витков, сечению проводников и их изоляции — размеры окна трансформатора
sn 
33
(площадь окна равна произведению высоты стержня на расстояние между соседними
стержнями).
В двухобмоточном трансформаторе магнитным полем передается мощность Sн =
E1нI1н = E2нI2н, а в автотрансформаторе — только часть этой мощности
w
S а  ( E1н  E2н ) I1н  E2н ( I 2н  I1н )  S н (1  2 ),
w1
другая часть мощности
w
Sн  Sа  S 2
w1
передается во вторичную внешнюю цепь непосредственно по проводам.
Очевидно, что автотрансформаторы тем экономичнее по сравнению с
двухобмоточными трансформаторами, чем ближе w2 к w1, т. е. чем ближе коэффициент
трансформации к единице. Так как веса обмотки и стали сердечника автотрансформатора
меньше весов тех же материалов двухобмоточного трансформатора, то и потери в нем
меньше, а к.п.д. выше при той же мощности Sн. Параметры, а следовательно, и изменение
напряжения также имеют меньшие значения.
Изменение напряжения автотрансформатора определяется по аналогии с
двухобмоточным трансформатором. Напишем в соответствии с рис. 2-48,а уравнения
напряжений:
U1   E1  I1Z A  I12 Z x ;
(2-84)
U 2  E 2  I12 Z x ,
(2-85)
где ZA = rА + jхА — сопротивление части обмотки А — а;
Zx = rx + jxx —
сопротивление части обмотки а — X.
w
E 2 1  E1 ,
w2
Так как
то (2-85) можем переписать в следующем виде:
w
w
U 2  U 2 1  E1  I12 Z x 1 .
w2
w2
(2-86)


Заменив в (2-84) и (2-86) I12 через I1 по (2-78а) получим;
 w 
U1   E1  I1Z A  I1Z x 1  1 ;
 w2 
(2-87)
 w w
U 2  E1  I1Z x 1  1  1 .
 w2  w2
(2-88)
Отсюда найдем изменение напряжения для понижающего автотрансформатора:
2




w
1
U1  (U 2 )  I1 Z A  Z x 1   ,

 w2  
(2-89)
2
2
 w 
 w  w2 

Z x 1  1 
Z x  1
w2 
w2 


где
=
— сопротивление Zx части а — X с числом витков w2,
приведенное к числу витков (w1, — w2) части обмотки А — а.
Параметры ZА и Zx могут быть рассчитаны как для двухобмоточного
трансформатора, имеющего с первичной стороны (w1 — w2) витков и со вторичной
стороны w2 витков при тех же сечениях проводников, размерах сердечника и обмоток, что
и для частей обмоток А — а, а — X и сердечника автотрансформатора.
Значение
34
2
 w  w2 
2
  zк.а  rк.а2  xк.а
Z A  Z x  1
w
2


может быть найдено также по данным опыта короткого замыкания, при котором
автотрансформатор следует использовать как двухобмоточный трансформатор:
w  w2
U 1н 1
)
w
2
пониженное напряжение (порядка 5—10% от
должно быть подведено к части
обмотки А — а, а часть обмотки а—X должна быть замкнута накоротко.
Ток короткого замыкания I1к найдем из (2-89), приравняв U2 = 0:
U1
I1к 
.
2
 w1  w2 

Z A  Z x 
 w2 
(2-90)
Номинальное напряжение короткого замыкания автотрансформатора
2
uк.а
 w  w2 

I1н Z A  Z x  1
w
2



 100%.
U1н
(2-91)
Для двухобмоточного трансформатора при том же токе I1н, имеющего первичную
обмотку с (w1 – w2) витками, номинальное напряжение короткого замыкания uк будет
определяться отношением
2
2
 w  w2 
 w  w2 


I1н Z A  Z x  1
I1н Z A  Z x  1
 w2 
 w2 
uк 
 100% 
 100%.
w1  w2
U ( A-a )
U1н
w2
(2-92)
Следовательно,
u к.а w1  w2

.
uк
w2
(2-93)
Отсюда следует, что ик.а автотрансформатора меньше, чем ик двухобмоточного
трансформатора при тех же значениях
2
 w  w2 
 .
Z x  1
w2 

Z1 = ZA и Z2 =
Поэтому токи короткого замыкания автотрансформатора могут иметь очень
большие значения, если w2 близко к w1. Следует также принять во внимание, что в этом
случае может сильно возрасти намагничивающий ток в части обмотки А — а, которым мы
пренебрегали в предыдущих выводах.
Для повышающего автотрансформатора, схема которого показана на рис. 2-49,
можем написать следующие уравнения напряжений:
U1   E1  I12 Z x ;
(2-94)




U 2   E2  I12 Z x  I 2 Z A ;
(2-95)
w
w
w
U 2  U 2 1  E1  I12 Z x 1  I2 Z A 1 .
w2
w2
w2
(2-96)
35
Рис. 2-49. Схема повышающего автотрансформатора.
Учитывая (2-78а) и (2-76), получим:
 w 
U1   E1  I1Z x 1  1 ;
 w2 
(2-97)
w  w 
w
U 2  E1  I1Z x 1 1  1   I1Z A 1 .
w2  w2 
w2
(2-98)
Отсюда имеем:
2

 w  w  2


w
1
1
  2
 .
U1  (U 2 )  I1 Z x  Z A 
w

w
w


2
 2 1  

(2-99)

Приравняв в (2-99) U 2 = 0, найдем ток короткого замыкания:
Iк1 
2
 w2 
 .
 
2
 w1   w2  w1 

Z x  Z A 
 w2  w1 
U1
(2-100)
Номинальное напряжение короткого замыкания uа к автотрансформатора
2
 w1 

I1н Z x  Z A 
2
 w2  w1   w2  w1 
 100%.
uа.к 
 
U1н
 w2 
(2-101)
При сравнении с двухобмоточным трансформатором последний надо взять с
числами витков во вторичной обмотке (w2 — w1,) и в первичной обмотке w1, но с
w
I12  I1н (1  1 ).
w2 Тогда номинальное
номинальным током в первичной обмотке
напряжение короткого замыкания такого двухобмоточного трансформатора
2
 w1 

I1н Z x  Z A 
2
 w2  w1   w2  w1 
 100%.
u.к 
 
U1н
 w2 
(2-102)
Следовательно, и для повышающего автотрансформатора
u к.а w2  w1

.
uк
w2
(2-103)
Недостатком автотрансформатора является то, что здесь вторичная цепь
оказывается электрически соединенной с первичной цепью. Она должна иметь такую же
изоляцию по отношению к земле, как и первичная цепь. Это обстоятельство заставляет
выбирать значение коэффициента трансформации автотрансформатора при высоких
напряжениях не выше 2—2,5.
Схема трехфазного автотрансформатора представлена на рис. 2-50.
36
Рис. 2-50. Схема трехфазного автотрансформатора.
Автотрансформаторы находят себе применение в качестве пусковых для пуска
больших синхронных двигателей и короткозамкнутых асинхронных двигателей, для
осветительных установок (для дуговых ламп переменного тока), для связи сетей с
напряжениями, мало отличающимися одно от другого. В последнем случае трехфазные
автотрансформаторы снабжаются еще одной обмоткой, соединенной треугольником, для
подавления третьей гармоники в кривых магнитных потоках и, следовательно, в кривых
фазных э.д.с. (см. § 2-13).
Автотрансформаторы выполняются также с устройством, позволяющим плавно
регулировать их вторичное напряжение. Регулирование напряжения осуществляется
путем изменения числа витков обмотки при помощи специальных переключателей или
контакта, перемещаемого непосредственно по обмотке, очищенной с одной стороны от
изоляции.
2-13. Трехобмоточный трансформатор
а) Общие сведения.
Большие трансформаторы, устанавливаемые в начале или конце длинных линий
электропередачи и иногда на мощных промежуточных подстанциях, часто выполняются с
тремя обмотками на каждую фазу, причем одна из них обычно служит в качестве
первичной, а две другие — в качестве вторичных (рис. 2-51).
Рис. 2-51. Трехобмоточный трансформатор.
Например, на электрических станциях, от которых отходят две линии
электропередачи, часто устанавливаются трехобмоточные трансформаторы с первичным
напряжением 10,5 кВ и вторичными напряжениями 121 и 38,5 кВ (для линий
электропередачи).
Трансформаторы с тремя (и больше) обмотками малой мощности применяются
также в радиотехнических устройствах.
Трехобмоточный трансформатор заменяет собой два двухобмоточных
трансформатора. Его применение, очевидно, выгоднее, чем последних.
Если пренебречь током холостого хода, то можно написать, что сумма н.с. всех
трех обмоток равна нулю:
I1w1  I2 w2  I3 w3  0
(2-104)
или
I1  I2  I3  0,
(2-105)
37
w
w2
I 3'  I 3 3
w1 и
w1 ― токи второй и третьей обмоток, приведенные к числу
где
витков первой обмотки.
Пусть первая обмотка будет первичной, а вторая и третья — вторичными. Из (2105) получаем:
I1  ( I2  I3 ),
(2-106)
I 2'  I 2
т. е. первичный ток равен не арифметической, а геометрической сумме приведенных
вторичных токов (взятой с обратным знаком). Учитывая это равенство, а также то, что
вторичные обмотки обычно не имеют одновременно и длительно полной нагрузки,
номинальная мощность первичной обмотки берется меньше суммы номинальных
мощностей обеих вторичных обмоток.
2-14. Параллельная работа трансформаторов
Параллельное соединение трансформаторов необходимо для обеспечения
бесперебойного энергоснабжения при выключении трансформаторов для ремонта. Далее
оно целесообразно в тех случаях, когда мощность нагрузки сильно изменяется в течение
суток; тогда можно в зависимости от общей нагрузки оставлять в работе столько
трансформаторов, чтобы потери в них были наименьшими. При расширении подстанций,
а также на мощных подстанциях устанавливается несколько трансформаторов, которые
включаются на параллельную работу. При такой работе обмотки трансформаторов с
первичной и вторичной стороны присоединяются к общим шинам, как показано на рис. 256.
Рис. 2-56. Схема включения на параллельную работу трансформаторов.
Здесь обмотки высшего напряжения служат в качестве первичных.
На параллельную работу трансформаторы могут быть включены только при
соблюдении определенных условий. Эти условия практически сводятся к следующим:
1.
равенство номинальных напряжений — первичных и вторичных
(равенство коэффициентов трансформации);
2.
трансформаторы должны принадлежать к одной и той же группе
соединений;
3.
равенство номинальных напряжений короткого замыкания.
При соблюдении первых двух условий напряжение между зажимами рубильника
(рис. 2-56) до его замыкания равно нулю. В этом случае после включения рубильника
никакого уравнительного тока в обмотках трансформаторов не получится.
Можно допустить различие в коэффициентах трансформации трансформаторов,
включаемых на параллельную работу, не больше 0,5% от их среднего значения.
Недопустимо
включение
на
параллельную
работу
трансформаторов,
принадлежащих к разным группам соединений, так как результирующая э.д.с. в контуре
вторичных обмоток вызовет при этом большой ток, который быстро приведет к
чрезмерному нагреванию обмоток трансформаторов.
38
Соблюдение третьего условия необходимо для того, чтобы общая нагрузка
распределялась пропорционально номинальным мощностям параллельно работающих
трансформаторов.
Пренебрегая токами холостого хода, можем написать следующие уравнения
напряжений:
 U 2  kIU1  I2 I Z кI ;
(2-132)



 U 2  kIIU1  I 2II Z кII ,
(2-133)
w
w
k I  21 k II  211
w11 и
w111 — коэффициенты трансформации;
где
ZкI  (r1I  r2I )  j( x1I  x2I ) и ZкII  (r1II  r2II )  j ( x1II  x2II )
— сопротивления корoткoго замыкания со стороны вторичных обмоток.
Так как I2 = I2I + I2II, то вместо (2-132) и (2-133) можно написать:
 U 2  kIIU1  I2 Z кII  I2 I Z кII ;
(2-132а)
 U 2  kIU1  I2 Z кI  I2 II Z кI ,
(2-133а)
Решая (2-132) и (2-132а) в отношении I21, а (2-133) и (2-133а) в отношении I211,
получим:
(k  k )U
Z кII
I2 I  I II 1  I2
;
Z кI  Z кII
ZкI  Z кII
(k  k )U
Z кI
I2 II   I II 1  I2
.
Z кI  Z кII
ZкI  Z кII
(2-134)
Полученные равенства показывают, что ток каждого трансформатора состоит из
уравнительного тока, обусловленного различием коэффициентов трансформации, и тока
нагрузки. Очевидно, что уравнительный ток будет меть место и при отсутствии нагрузки
(при I2 = 0).
Из (2-134) также видно, что при kI = kII токи распределяются обратно
пропорционально сопротивлениям короткого замыкания. В этом случае мы можем
написать в соответствии со схемой, представленной на рис. 2-57,
II Z кII zкII e jкII zкII j ( кII кI )



e
.
III ZкI
zкI e jкI
zкI
Рис. 2-57. Схема для определения токов параллельно работающих трансформаторов.
Значение разности углов (φкII – φкI) в обычных случаях (если мощности
параллельно работающих трансформаторов не сильно отличаются одна от другой) близко
к нулю.
Переходя от отношения комплексов к отношению их модулей, имеем:
I I zкII

.
I II zкI
39
Uн
I IIн U н

Если обе части равенства умножить на I Iн U н и левую часть, кроме того, на U н ,
S I S II uкII
1 1
:


:
.
то получим: S Iн S IIн uкI uкI uкII
Из полученного соотношения следует, что мощности параллельно работающих
трансформаторов, выраженные в долях их номинальных мощностей, относятся друг к
другу, как обратные значения номинальных напряжений короткого замыкания. Если uкI
 uкII, то относительная нагрузка будет больше у того трансформатора, у которого uк
меньше. Практически допускается различие между номинальными напряжениями
короткого замыкания трансформаторов, включаемых на параллельную работу, в ±10% от
их среднего значения.
Приведенные выводы могут быть распространены на любое число параллельно,
работающих трансформаторов.
При включении на параллельную работу трехобмоточных трансформаторов
необходимо соблюдение указанных условий для соответствующих пар обмоток обоих
трансформаторов и, кроме того, необходимо, чтобы оба трансформатора имели
одинаковое расположение вторичных обмоток относительно первичной. При включении
двухобмоточного трансформатора на параллельную работу с трехобмоточным должны
быть соблюдены те же условия для двухобмоточного трансформатора и соответствующих
двух обмоток трехобмоточного трансформатора и, кроме того, последний должен иметь
двустороннее расположение вторичных обмоток относительно первичной
40
2-15.
Несимметричная
трансформаторов
нагрузка
трехфазных
В обычных условиях эксплуатации трехфазной сети нагрузку удается распределить
достаточно равномерно на все три фазы Однако бывают случаи, когда нагрузки фаз
сильно отличаются одна от другой, например при питании мощных однофазных печей
При этом системы токов и напряжений получаются несимметричными. Резко
несимметричную систему токов получим, очевидно, при несимметричных коротких
замыканиях: двухфазном и однофазном.
При исследовании работы трансформаторов, имеющих несимметричную нагрузку,
применяется метод симметричных составляющих. Он также широко применяется при
исследовании несимметричных режимов работы трехфазных генераторов и двигателей и
позволяет наиболее просто и достаточно точно разрешить многие из возникающих при
этом вопросов.
а) Метод симметричных составляющих.
Мы здесь сообщим краткие сведения о методе симметричных составляющих.
Сущность этого метода состоит в том, что каждый фазный ток (или фазное напряжение)
заменяется тремя его составляющими:
Ia  Ia1  Ia 2  Ia 3 ;
(2-135)
I  I  I  I ;
b
b1
b2
b3
(2-136)
I  I  I  I .
c
c1
c2
c3
(2-137)
I , I , I
Величины a 0 b 0 c 0 принимаются равными друг другу и равными одной трети
суммы фазных токов:
1
Ia 0  Ib 0  Ic 0  ( Ia  Ib  Ic ).
3
(2-138)
Эти величины называются составляющими нулевой последовательности, так как
они образуют три равных временных вектора с нулевым сдвигом между ними.
Если из каждого тока данной несимметричной системы вычесть его нулевую
составляющую, то получим новую систему токов, сумма которых согласно (2-138) равна
нулю:
( Ia  Ia 0 )  ( Ib  Ib 0 )  ( Ic  Ic 0 )  0.
(2-139)
Учитывая теперь (2-135) — (2-137), можем написать:
( Ia1  Ib1  Ic1 )  ( Ia 2  Ib 2  Ic 2 )  0.
(2-140)
Здесь системы токов, стоящих в скобках, будем считать трехфазными
симметричным системами. Однако, если принять, что порядки чередования фаз той и
другой систем одинаковы, то их сумма даст симметричную систему, что в общем случае
не будет соответствовать системе токов уравнения (2-139). Следовательно, мы должны
считать, что одна из систем токов (2-140) имеет порядок чередования фаз, обратный по
отношению к порядку чередования фаз другой. В соответствии с этим система токов
Ia1 , Ib1 , Ic1
называется системой прямой последовательности [порядок чередования этих
I , I , I
токов обычно такой же, как и токов уравнения (2-139)], а система токов a 2 b 2 c 2 —
системой обратной последовательности.
Для удобства вычислений вводится комплексный коэффициент
2π
j
2π
2π
1
3
a  e 3  cos
 j sin
  j
.
3
3
2
2
(2-141)
41
Умножение вектора на этот коэффициент не изменяет его абсолютного значения,
2π
2π
,
но изменяет его аргумент на 3 т. е. поворачивает вектор на угол 3 в сторону
4π
вращения векторов. Очевидно, что умножение на а2 дает поворот вектора на угол 3 в ту
же сторону. Также очевидно, что
a 3  1; 1  a  a 2  0; a 4  a 3  a  a.
(2-142)
Уравнения (2-135) — (2-137) после введения в них коэффициентов а и а2 и с
учетом (2-138) перепишем в следующем виде
Ia  Ia1  Ia 2  Ia 3 ;
(2-143)
I  a 2 I  aI  I ;
b
a1
a2
a0
(2-144)
I  aI  a 2 I  I .
c
a1
a2
a0
(2-145)
Написанные уравнения позволяют при заданных токах найти их симметричные
I  Ib 0  Ic 0
составляющие. Составляющие нулевой последовательности a 0
определяются
по (2-138). Составляющие прямой и обратной последовательностей определяются
следующим образом.
Умножим (2-144) на а и (2-145) на а2. Сложив полученные уравнения с (2-143) и
учитывая (2-142), будем иметь:
1
Ia1  ( Ia  aIb  a 2 Ic ).
3
(2-146)
2
Если умножить (2-144) на а и (2-145) на а, то, сложив три уравнения, получим:
1
Ia 2  ( Ia  a 2 Ib  aIc ).
3
(2-147)
I , I , I
Таким образом, по (2-138), (2-146) и (2-147) при заданных токах a b c могут
I , I , I
быть определены их симметричные составляющие (на рис 2-58 показаны токи a b c и
их симметричные составляющие).
I , I , I
Рис. 2-58. Несимметричная система таков a b c и их симметричные составляющие.
Аналогичные уравнения получаются для симметричных составляющих заданной
U ,U ,U .
системы напряжений a b c Фазные токи или напряжения в общем случае имеют
составляющие всех трех последовательностей: линейные токи (при соединении
42
треугольником) и напряжения могут иметь только составляющие прямой и обратной
последовательностей.
В обычных случаях системы симметричных составляющих токов или напряжений
можно рассматривать независимо одна от другой и при исследовании несимметричной
нагрузки исходить из принципа наложения. Если, например, трехфазная система
сопротивлений симметрична, то можно считать, что токи любой последовательности
вызовут падения напряжения — активные и реактивные — только той же самой
последовательности. В применении к трехфазным трансформаторам мы должны считать
Z12= const, т. е пренебречь изменением насыщения, или считать Z12 = ∞, т е. пренебречь
током холостого хода.
б) Несимметричная нагрузка трехфазного трансформатора при соединении
его обмоток Y/Y0.
Будем пренебрегать током холостого хода при всех случаях несимметричной
нагрузки трансформатора и при всех соединениях его обмоток и будем считать, что нам
заданы линейные первичные напряжения и вторичные токи.
В трансформаторах сопротивления Z1, Z2 и Zк для токов прямой
последовательности равны тем же сопротивлениям для токов обратной
последовательности Это следует из того, что сопротивления трансформатора не
изменятся, если мы при его симметричной нагрузке поменяем местами два провода на его
первичной стороне.
Рассматриваемому здесь случаю соответствует схема, показанная на рис 2-59.
Рис. 2-59. Несимметричная нагрузка трансформатора при соединении его обмоток
Y/Y0.
Согласно этой схеме напишем уравнения токов:
IA  IB  IC  0;
(2-148)
I  I  I  I  0
a
b
c
0
(2-149)
Система вторичных токов согласно (2-138) имеет составляющие нулевой
последовательности
1
Ia 0  Ib 0  Ic 0   I0 .
3
(2-150)
Соотношения между первичными и вторичными токами определяются следующим
образом.
Обратимся к рис. 2-60, где схематически изображен трансформатор с условными
положительными направлениями токов в его обмотках.
43
Рис. 2-60. К определению соотношений между первичными и вторичными токами.
Так как мы пренебрегаем током холостого хода, то согласно закону полного тока
полный ток сквозь любой магнитный контур по сердечнику (например, показанный
пунктиром на рис. 2-60) равен нулю. Поэтому, считая w1 = w2, мы можем написать для
контуров, образованных стержнями А — В и А — С и соответствующими ярмами,
уравнения:
IA  Ia  Ib  IB  0;
(2-151)
IA  Ia  Ic  IC  0.
(2-152)
Из этих уравнений и уравнений (2-148) и (2-149) получаем:
1
IA   Ia  I0 ;
3
1
IB   Ib  I0 ;
3
(2-153)
1
IC   Ic  I0 .
3
Заменяя токи их симметричными составляющими и учитывая (2-150), будем иметь:
IA  IA1  IA2   Ia1  Ia 2 ;
IB  IB1  IB 2   Ib1  Ib 2 ;
(2-154)
I  I  I   I  I .
C
C1
C2
c1
c2
Из (2-154) следует, что в трансформаторе при данном соединении его обмоток
трансформируются только токи прямой и обратной последовательностей, токи же нулевой
последовательности будут иметь место только во вторичной обмотке. Поэтому в
магнитном контуре, проходящем по любому из стержней сердечника и вне его, н.с.
обмоток не будут уравновешены. Здесь возникает магнитное поле, созданное н. с. Ia0. На
рис. 2-61 показана приближенная картина этого поля масляного трансформатора.
44
Рис. 2-61. Приближенная картина поля, созданной токами нулевой
последовательности.
Мы можем считать, что в стержнях трансформатора имеют место потоки нулевой
последовательности Ф0, созданные токами нулевой последовательности и
 A,
 B,
 C,

накладывающиеся на потоки в стержнях
соответствующие напряжениям
прямой и обратной последовательностей, приложенным с первичной стороны. Очевидно,
 
 B 
 C  0,

E  E B  E C  0.
что A
так же как и наведенные ими э.д.с. A
(2-155)
На рис. 2-62 представлена диаграмма э.д.с., наведенных в фазах обмоток
указанными потоками.
Рис. 2-62. Векторная диаграмма э.д.с. в oбмотках трансформатора при
несимметричной нагрузке.
Теперь уравнения напряжений для первичной обмотки напишутся следующим
образом:
U A   E A  E 0  IA Z1;
U B   E B  E 0  IB Z1;
(2-156)




U C   EC  E0  I A Z1.
Заменим
E 0   Ia 0 Z 0 ,
(2-157)
где Z0 = r0 + jx0 — полное сопротивление нулевой последовательности (x0 обусловлено
полем тока Ia0, а r0 — магнитными потерями от этого поля).
Сложив уравнения (2-156) и, учитывая при этом (2-155), (2-148) и (2-157), получим:
U A  U B  U C  3E 0  3Ia 0 Z 0 .
(2-158)
Для линейных (междуфазных) напряжений можем написать:
U AB  U A  U B ;
U BC  U B  U C ;
(2-159)



U CA  U C  U A .
Отсюда с учетом (2-158) получим:
U  U CA 
U A  AB
 I a 0 Z 0  U A  Ia 0 Z 0 ;
3
45
U  U AB 
U B  BC
 I a 0 Z 0  U B  Ia 0 Z 0 ;
3
(2-160)


U  U BC 
U C  CA
 I a 0 Z 0  U C  Ia 0 Z 0 .
3
В соответствии с (2-160) на рис. 2-63 построена векторная диаграмма первичных
напряжений.
Рис. 2-63. Векторная диаграмма первичных напряжений.
Из нее мы видим, что вследствие наличия токов нулевой последовательности
I Z
потенциал нулевой точки первичной обмотки сместился на величину a 0 0 из центра
тяжести треугольника линейных напряжений.
Учитывая (2-160) в (2-154) напишем уравнения напряжений для вторичной
обмотки:
U A  IA1Z1  IA2 Z1  Ia1Z 2  Ia 2 Z 2  Ia 0 Z 2  Ia 0 Z 0  U a
I   Ia1 IA2   Ia 2
или, так как A1
и
, а Z1  Z 2  Z к ,
U A  IA1Z к  IA2 Z к  Ia 0 Z н  U a ,
(2-161)
где
Zн  Z2  Z0
(2-162)
.
Для двух других фаз уравнения напряжений напишутся аналогично:
U B  IB1Z к  IB 2 Z к  Ia 0 Z н  U b ;
(2-163)






U C  I C1Z к  I C 2 Z к  I a 0 Z н  U c .
(2-164)
Уравнения (2-161), (2-163) и (2-164) показывают, что смещение потенциала
нулевой точки вторичной обмотки, вызванное токами нулевой последовательности, равно
Iao Z н
. Оно несколько больше, чем для первичной обмотки, где это смещение равняется
I Z
ao 0 .
Оба сопротивления Z0 и Zн называются сопротивлениями нулевой
последовательности; они практически мало отличаются одно от другого. Для трехфазных
стержневых трансформаторов с масляным охлаждением
I Z
z н%  1н н  100%  30  100%.
U 1н
(2-165)
Если первичные линейные напряжения образуют симметричную систему, то,


U C
очевидно, и фазные напряжения U A , U B ,
образуют симметричную систему. Из
46
уравнении: (2-161), (2-163) и (2-164) следует, что в этом случае симметрия линейных
(U ab ,U bc ,U ca )
вторичных напряжений
будет нарушаться только из-за наличия токов
обратной последовательности: в системе линейных вторичных напряжение мы будем
иметь наряду с составляющими прямой последовательности составляющие обратной
последовательности, модуль которых равен 3I a 2 z к .
В системе фазных вторичных напряженна мы будем иметь, как это следует из (2161), (2-163) и (2-164), все три симметричные составляющие:
 U a1  U A  IA1Z к ;  U a 2   IA2 Z к ;  U a 0  Ia 0 Z н .
I a0 zн
 0,05,
U
н
Если поставить условием, чтобы было
то необходимо иметь ток I0 в
I н zн
 0,6
U
н
нулевом проводе при
[см (2-165)] не больше 0,25I , что вытекает из следующих
н
соотношений:
I a0 zн I н
I
I z
  0  н н  0,05;
Uн
I н 3I н U н
I 0 0,05  3

 0,25.
Iн
0,6
Для расчета сопротивления нулевой последовательности zн мы не имеем надежных
методов, однако опытным путем величина zн определяется достаточно точно. Для этого
нужно собрать схему, показанную на рис. 2-64. Вторичная обмотка должна быть
присоединена к источнику однофазного тока. Ток в ее фазах будет соответствовать току
нулевой последовательности. Следовательно, измерив ток I, напряжение U и мощность P
U
zн ,
3I а также rн и
при разомкнутой первичной обмотке (рубильник разомкнут), найдем
xн. Справа на рис. 2-64 показана соответствующая схема замещения [см. (2-162)].
Рис. 2-64. Схема для опытного определения сопротивления нулевой
последовательности.
В трехфазной группе, состоящей из трех однофазных трансформаторов, мы не
имеем магнитной связи между фазами. В трехфазном броневом трансформаторе эта связь
выражена очень слабо. Поэтому при соединении обмоток Y/Y0 в таких трансформаторах
мы имели бы незначительное магнитное сопротивление для потока Ф0, который здесь
полностью проходил бы по стальному сердечнику, и сопротивление zн было бы очень
велико: zн = z12. Следовательно, даже при малом значении Iа0 мы получили бы
значительные смещения потенциалов нулевых точек вторичной и первичной обмоток.
Поэтому ни трехфазная группа, ни трехфазный броневой трансформатор с соединением
обмоток Y/Y0 на практике не применяются.
Рассмотрим крайний случай несимметричной нагрузки — однофазное короткое
замыкание (рис. 2-65).
47
Рис. 2-65. Однофазное короткое замыкание.
I  0; I  0; I  I   I ,
a
к1
0 следовательно, согласно (2-138), (2-146)
c
Здесь имеем b
в (2-147) получим:
1
1
1
Ia 0  Ia1  Ia 2  Ia  Iк1   I0 .
3
3
3
(2-166)
Подставив в (2-161)
1
1
I   Ia1   Ia ; IA 2   Ia 2   Ia ,
U a  0; A1
3
3
получим формулу для тока однофазного короткого замыкания:
3U A
Iк1  Ia  
.
2Z к  Z н
(2-167)
Токи в первичной обмотке согласно (2-153) с учетом (2-166):
2
1
1
IA   Ia ; IB   Ia ; IC   Ia .
3
3
3
(2-168)
в) Несимметричная нагрузка трехфазного трансформатора при соединении
обмоток  /Y0.
Рассматриваемому случаю соответствует схема, представленная на рис. 2-66.
Рис. 2-66. Несимметричная нагрузка трансформатора при соединения его обмоток
 /Y0.
На вторичной стороне мы имеем такие же токи, как в предыдущем случае (рис. 259). Для них действительно уравнение (2-149), т. е. в общем случае система вторичных
токов имеет все три симметричные составляющие.
В первичной обмотке, соединенной треугольником, фазные токи также будут
иметь наряду с составляющими прямой и обратной последовательностей составляющие
E
нулевой последовательности. Последние возникнут потому, что э.д.с. 0 (э.д.с. нулевой
последовательности) в фазах, соединенных треугольником, направлены все в одну
сторону в любой момент времени. В магнитном отношении они должны уравновесить
токи нулевой последовательности вторичной обмотки. Следовательно, н.с. обмоток на
каждом стержне будут взаимно уравновешиваться, первичная и вторичная обмотки
каждой фазы могут рассматриваться как обмотки отдельного однофазного
трансформатора.
Первичные фазные токи равны:
IAф  IAф1  IAф2  IAф0 ;
I  I ; I  I ; I   I ;
Aф1
a1
Aф2
a2
Aф0
a0
IBф  IBф1  IBф2  IBф0 ;
48
IBф1  Ib1; IBф2   Ib 2 ; IBф0   Ib0 ;
ICф  ICф1  ICф2  ICф0 ;
ICф1   Ic1; ICф2   Ic 2 ; ICф0  Ic0 .
Линейные токи, конечно, не будут иметь
последовательности:
IA  IAф  ICф ; IB  IBф  IBф2  IAф ; IC  ICф  IBф .
Связь
между
вторичными
составляющих
нулевой
и
первичными напряжениями устанавливается

 U 
уравнениями (2-161), (2-163) и (2-164). Здесь U A , U B , C — напряжения, приложенные к
фазам первичной обмотки: сопротивление Zн при соединении обмоток Y/Y0 значительно
меньше, чем при Y/Y0, так как оно в основном определяется полем рассеяния, таким же,
как и поле рассеяния, созданное токами прямой или обратной последовательности.
Значение zн при соединении обмоток  /Y0 может быть найдено опытным путем.
Используется та же схема, что и на рис. 2-64, но рубильник на вторичной стороне при
U
zн  .
3I
этом должен быть замкнут. Здесь также
Схема замещения для zн при соединении обмоток  /Y0, приведена на рис. 2-67.
Рис. 2-67. Схема замещения для Zн трансформатора при соединении его обмоток
 /Y0.
Согласно схеме имеем:
Z Z
Z1
Zн  Z2  0 1  Z2 
 Z2  Z2  Zк ,
Z1
Z 0  Z1
1
Z0
так как Z0 во много раз больше Z1.
Смещение потенциала нулевой точки вторичной обмотки (Iа0zн) будет значительно
меньше, поэтому, если ожидается большой ток нулевой последовательности, следует
соединению обмоток Y/Y0 предпочесть соединение  /Y0.
г) Несимметричная нагрузка трансформатора при соединении обмоток
Y/  /Y0.
Соответствующая схема представлена на рис. 2-68.
Рис. 2-68. Несимметричная нагрузка трехобмоточного трансформатора при
соединении обмоток Y/  /Y.
Мы здесь рассмотрим случай, когда со вторичной стороны нагружена только одна
вторичная обмотка, соединенная звездой с выведенной нулевой точкой. Как и в
предыдущем случае, в обмотке, соединенной треугольником, мы будем иметь токи
нулевой последовательности, в первичной обмотке будут токи прямой и обратной
последовательностей.
Следовательно,
н.с.
обмоток
каждой
фазы
взаимно
уравновешиваются и потоки нулевой последовательности практически равны нулю.
49
Если третья обмотка, соединенная треугольником, используется только как
компенсационная для компенсации третьей гармоники в кривой потока, то она должна
быть рассчитана на наибольший ток нулевой последовательности с учетом длительности
его протекания. Поэтому применение третьей обмотки только как компенсационной в
большинстве случаев невыгодно.
д) Несимметричная нагрузка трансформаторов при соединении обмоток Y/Y,
Y/  ,  /Y.
Здесь мы не будем иметь во вторичной и в первичной обмотках токи нулевой
последовательности, следовательно, не будем иметь для обмотки, соединенной звездой,
смещения потенциала нулевой точки относительно центра тяжести треугольника
линейных напряжений При данных соединениях обмоток мы можем рассматривать
первичную и вторичную, обмотки каждой фазы как независимый однофазный
трансформатор. Уравнения напряжений (2-161), (2-163) и (2-164), если в них взять Iа0 = 0,
могут быть использованы при определении вторичных напряжений для заданных
первичных напряжений, вторичных токов (при известных параметрах трансформатора Zк
= rк + jxк). При помощи тех же уравнений могут быть определены фазные и линейные токи
при двухфазных коротких замыканиях.
2-16. Мощность, потери и размеры трансформатора
Мощность, потери и размеры трансформаторов связаны важными практически
соотношениями, имеющими общее значение и для всех электрических машин.
Представим себе ряд трансформаторов возрастающей мощности, геометрически
подобных друг другу и имеющих одинаковые плотности тока  (A/мм2) в обмотках и
одинаковые индукции В (Гс) в сердечниках. Под геометрически подобными
трансформаторами понимаются трансформаторы, соответственные размеры которых
находятся в одном и том же отношении. Два геометрически подобных трансформатора
изображены на рис. 2-80.
Рис. 2-80. Геометрически подобные трансформаторы.
Здесь все линейные размеры второго трансформатора в 2 раза больше
соответственных линейных размеров первого трансформатора.
Мощность трансформатора пропорциональна произведению э.д.с. и тока, т. е.
P  EI.
(2-189)
При данной частоте тока э.д.с. Е пропорциональна числу витков w обмотки и
магнитному потоку Ф:
E  wФ.
(2-190)
Заменяя Ф = BSc, где В — индукция в сечении Sс, получим:
E  wBSc.
(2-191)
Ток I = sn, где  — плотность тока в проводнике, имеющем сечение sn. Поэтому
вместо (2-189) можем написать:
P  wBScsn.
(2-192)
Если обозначить общее сечение меди всех витков обмотки через Sм = wsn, то
получим:
50
P  BScSм.
(2-193)
Площади Sc и Sм пропорциональны квадрату линейного размера, причем здесь мы
можем взять любой линейный размер (рис. 2-80), который обозначим через l;
следовательно,
ScSм  l2l2 = l4.
(2-194)
Вместо (2-193) мы можем теперь написать (при  = const и В = const):
P  l4
(2-195)
или
l  P1/4.
(2-196)
Веса активных материалов (стали и меди) пропорциональны их объему, т. е. кубу
линейных размеров:
G  l3 ,
(2-197)
поэтому
G  P3/4.
(2-198)
Следовательно, вес трансформатора при увеличении линейных размеров растет
медленнее, чем его мощность.
Можно считать, что стоимость С активных материалов и потери P в них при
заданных индукции и плотности тока также пропорциональны весу:
C  G  P3/4;
(2-199)
P  G  l3  P3/4.
(2-200)
Если отнести вес, стоимость трансформатора и его потери к единице мощности, то
получим:
G C P P3 / 4
1
 

4 .
P P
P
P
P
(2-201)
Следовательно, вес и стоимость активных материалов на 1 кВА и относительное
значение потерь (потерь на единицу мощности) в ряде геометрически подобных
трансформаторов изменяются обратно пропорционально корню четвертой степени из их
мощности при сохранении постоянными значений  и В.
Этим и объясняется тенденция применять в современных электроустановках (там,
где это возможно и целесообразно) трансформаторы большой мощности вместо
нескольких малых трансформаторов той же суммарной мощности.
Из равенства (2-200) следует, что потери трансформатора растут пропорционально
кубу линейных размеров. Но его поверхность охлаждения возрастает пропорционально
только квадрату линейных размеров. Поэтому по мере увеличения мощности
трансформаторов приходится повышать интенсивность их охлаждения и отступать от
геометрического подобия их форм.
Приведенные соотношения (2-198)  (2-201) дают лишь общую ориентировку при
определении зависимости мощности трансформатора и его потерь от размеров, и они
правильны лишь приближенно. При проектировании ряда трансформаторов
возрастающей мощности приходится в той или иной мере от них отступать по
конструктивным, технологическим и прочим соображениям.
2-17. Нагревание и охлаждение
Магнитные потери в сердечнике трансформатора и электрические потери в его
обмотках обусловливают выделение тепла. В начальный промежуток времени работы
трансформатора с нагрузкой имеет место неустановившийся тепловой процесс, в течение
которого лишь часть тепла отдается окружающей среде, а другая часть остается в
сердечнике и обмотках, повышая их температуру. По мере роста последней увеличивается
отдача тепла. При некоторой температуре сердечника и обмоток все тепло, выделяющееся
в них, отдается окружающей среде. Эта температура является установившейся,
51
соответствующей установившемуся тепловому режиму. Она не должна превышать
определенных пределов.
По ГОСТ 401-41 допускаются следующие температуры (°С):
Для обмоток
1
05
Для
сердечника
(на
1
поверхности)
10
Для масла (верхних слоев)
9
5
При этом температура окружающего воздуха принимается равной 35°С.
Применяемые для трансформаторов изоляционные материалы резко снижают свои
изоляционные и механические свойства при длительном повышении температуры.
Особенно это относится к бумаге, являющейся одним из основных изоляционных
материалов, применяемых в трансформаторостроении. Она в большой степени
подвержена так называемому старению. Чем выше выбрана для нее температура, тем
меньше срок ее службы.
Нужно отметить, что указанные температуры не должны непрерывно искусственно
поддерживаться в трансформаторе путем увеличения его нагрузки, так как в этом случае
значительно сократился бы срок службы трансформатора по сравнению с его нормальным
сроком в 15  20 лет. Указанные температуры установлены в предположении суточного и
годового колебаний температуры окружающей среды, следовательно, в предположении,
что в эксплуатационных условиях периоды работы трансформатора с наивысшими
указанными температурами чередуются с периодами работы при более низких
температурах.
Чтобы при допустимых превышениях температуры нагретых сердечников и
обмоток над температурой окружающей среды все тепло отдавалось окружающей среде,
необходимо иметь достаточную поверхность охлаждения.
В масляных трансформаторах тепло, образующееся в сердечнике и обмотках,
отдается маслу. Масло отводит это тепло к стенкам бака, которые с наружной стороны
отдают его окружающему бак воздуху. Движение тепла от одной части трансформатора к
другой обусловлено разностью температур. Распределение температур отдельных частей
трансформатора показано на рис. 2-81. Здесь же показаны пути движения частиц масла,
омывающего сердечник и обмотки, и частиц воздуха, омывающего наружные стенки бака.
Рис. 2-81. Распределение температуры отдельных частей трансформатора по его
высоте.
1 — обмотка, 2 — сердечник, 3 — масло, 4 — стенки бака.
Чем больше мощность трансформатора, тем больше в нем потери (по абсолютной
величине) и тем больше, следовательно, должна быть его поверхность охлаждения для
отвода образующегося тепла. Этим и объясняется главным образом увеличение размеров
трансформатора при увеличении его мощности.
52
При увеличении размеров трансформатора его мощность и потери растут быстрее,
чем поверхность охлаждения (§2-22). Поэтому при возрастании мощности
трансформатора охлаждение его должно быть более интенсивным.
Для трансформаторов небольшой мощности (до 20  30 кВА) применяются баки с
гладкими стенками (рис. 2-82). Для трансформаторов средней и большой мощности
приходится брать трубчатые баки (рис. 2-83) или баки с радиаторами (рис. 2-84). Для
очень мощных трансформаторов применяются баки с радиаторами, которые обдуваются
при помощи особых вентиляторов, вследствие чего значительно увеличивается
теплоотдача с их поверхности.
Рис. 2-82. Трансформатор с гладким баком.
Рис. 2-83. Трансформатор с трубчатым баком.
53
Рис. 2-84. Трансформатор с радиаторным баком.
2-18. Конструкции трансформаторов
Наиболее распространенными являются масляные трансформаторы. Они при
мощности Sн  100 кВА (для напряжений свыше 6300 В и при меньшей мощности)
снабжаются маслорасширителями. Маслорасширитель представляет собой резервуар,
помещенный на крышке бака и соединенный с ним трубой (рис. 2-85), причем труба
должна находиться несколько выше дна расширителя. Емкость расширителя выбирается
таким образом, чтобы масло в нем находилось все время при всех режимах работы
трансформатора и при колебаниях температуры окружающего воздуха от -35 до +35° С.
Для контроля за уровнем масла расширитель снабжается маслоуказателем. При наличии
расширителя поверхность соприкосновения масла с воздухом значительно сокращается,
что уменьшает его загрязнение и увлажнение; кроме того, продукты разложения масла и
влага почти не попадают в основной бак на обмотки, а скапливаются на дне расширителя.
Рис. 2-85. Маслорасширитель и выхлопная труба.
1 — расширитель; 2 — труба, соединяющая расширитель с главным баком; 3 —
маслоуказатель; 4 — отстойник (водоотделитель); 5 — клапан для взятия проб; 6 —
выхлопная труба; 7 — стеклянная мембрана.
Мощные трансформаторы при Sн  1000 кВА снабжаются также выхлопной трубой
(рис. 2-85). Она представляет собой стальную трубу, соединенную одним концом с
основным баком и закрытую с другого конца стеклянной пластиной — мембраной
толщиной 3—5 мм. При внутренних повреждениях обмоток трансформатора быстро
образуется вследствие испарения масла большое количество газов, которые выдавливают
мембрану и выходят в атмосферу. В противном случае неизбежна деформация бака.
Согласно ГОСТ 401-41 трансформаторы снабжаются устройством для измерения
температуры верхних слоев масла: а) Трансформаторы до 750 кВА снабжаются
54
термометрами обычного типа или с сигнальными контактами. б) Трансформаторы от 1000
кВА и выше имеют термометрический сигнализатор, укрепляемый на боковой части бака
на высоте 1,5 м от днища трансформатора. в) Трехфазные трансформаторы мощностью от
7500 кВА и выше и однофазные трансформаторы мощностью 3333 кВА и выше должны
иметь дистанционный измеритель температуры масла для передачи результатов
измерения на щит управления.
Защита от чрезмерных повышений температуры внутри трансформатора (тепловая
защита) осуществляется при помощи газовых реле, устанавливаемых в трубе,
соединяющей бак с маслорасширителем.
Принцип действия газового реле основан на следующем.
При всяком чрезмерном перегреве какой-либо части трансформатора начинается
разрушение ее изоляции. В результате появляется некоторое количество газообразных
продуктов распада, выделяющихся с большей или меньшей скоростью в зависимости от
интенсивности теплового процесса. Образующийся газ поднимается вверх и частично
задерживается в газовом реле, схематично изображенном на рис. 2-86.
Рис. 2-86. Газовое реле.
В нормальном состоянии все реле заполнено маслом. При быстром выделении газа
в трансформаторе он скапливается в верхней части резервуара А и постепенно понижает
уровень масла. Вследствие этого поплавок В1 опускается и замыкает цепь с сигнальным
приспособлением. В том случае, когда процесс выделения газа носит более интенсивный
характер, частицы газа достигают поплавка В2 и, наклонив его, замыкают цепь управления
масляного выключателя. Таким образом, газовое реле не только предупреждает о
грозящей аварии, но и выключает трансформатор, если авария принимает большие
размеры.
Надежность работы трансформатора в большой степени зависит от выполнения
его. изоляции. Трансформаторы на напряжение 115000 В и выше должны иметь особенно
прочную изоляцию. Теоретические и экспериментальные исследования советских ученых
и инженеров Московского трансформаторного завода (МТЗ) имени В. В. Куйбышева
позволили разработать оригинальные конструкции изоляции трансформаторов с
экранирующими емкостями (§ 2-20,в), что значительно повысило надежность их работы.
Такие трансформаторы получили название грозоупорных и нерезонирующих, так как при
грозовых разрядах на линию передачи, соединенную с трансформаторами, в них почти не
возникают опасные перенапряжения резонансного характера.
Выводы концов обмоток на крышку трансформатора производятся при помощи
проходных фарфоровых изоляторов, выполнению которых также уделяется всегда
большое внимание.
Масляные трансформаторы взрывоопасны. При большой мощности они
устанавливаются на открытых подстанциях, вдали от производственных и жилых
строений. Если же необходимо масляный трансформатор установить в помещении, то
последнее должно быть специальным образом оборудовано (под трансформатором часто
55
устраивается забетонированная яма, чтобы в случае повреждения бака и воспламенения
масла оно стекало в эту яму).
В связи с этим большое значение приобретают безопасные в отношении взрыва
сухие трансформаторы для установки их в помещениях. Такие трансформаторы в
настоящее время на наших заводах изготовляются и находят себе все более широкое
применение.
В Советском Союзе изобретены специальные негорючие масла (совол и совтол)
для заполнения баков трансформаторов. Однако вследствие их относительно высокой
стоимости они применяются еще редко.
Для прогресса трансформаторостроения большое значение имеет улучшение
качества электротехнической стали. В последние годы на отечественных заводах освоено
изготовление холоднокатаной электротехнической стали различных марок (Э310 и др.),
которая обладает высокими магнитными свойствами в направлении прокатки (большая
магнитная проницаемость и малые удельные потери). Применение такой стали позволяет
значительно увеличить индукцию в сердечниках трансформаторов, повысить их к.п.д. и
снизить расход активных материалов. Широкое внедрение стали Э310 в
трансформаторостроение — важнейшая ближайшая задача дальнейшего улучшения
советских трансформаторов. Из нее также выполняются небольшие однофазные
трансформаторы с оригинальной конструкцией сердечника, который наматывается при
помощи особых станков; при этом получаются трансформаторы броневого типа (рис. 287). Они обладают высоким к.п.д.
Рис. 2-87. Однофазный трансформатор с намотанным сердечником.
56
Глава 3. Асинхронные машины
3-1. Общие замечания
Асинхронные машины применяются на практике главным образом как двигатели.
Наибольшее распространение имеют трехфазные асинхронные двигатели. Они находят
себе самое широкое применение на заводах, фабриках, в сельском хозяйстве, на
строительных работах, для вспомогательных механизмов электрических станций.
Особенно много требуется трехфазных двигателей мощностью от 0,4 до 100 кВт. Такие
двигатели массового применения электромашиностроительными заводами СССР
выпускаются ежегодно на миллионы киловатт. Большое количество двигателей
выпускается также на мощности свыше 100 кВт.
Однофазные асинхронные двигатели в настоящее время выполняются, как правило,
в виде малых машин обычно на мощности не свыше 0,5 кВт.
Обмотки статора и ротора асинхронных машин между собой электрически не
связаны; между ними существует только магнитная (трансформаторная) связь, называемая
также индуктивной, что дало повод назвать асинхронные машины индукционными.
Однако это название в Советском Союзе почти не применяется.
Обмотка статора обычно является первичной обмоткой при работе машины
двигателем, так как к ней в этом случае подводится электрическая энергия. Токи обмотки
статора совместно с токами обмотки ротора создают в двигателе вращающееся магнитное
поле. Обмотка ротора при этом служит в качестве вторичной. Токи, наведенные в ней
вращающимся полем, взаимодействуя с ним, создают электромагнитные силы,
заставляющие ротор вращаться.
Асинхронные двигатели выполняются или с короткозамкнутой обмоткой на
роторе, или с обмоткой на роторе (обычно трехфазной), соединенной с контактными
кольцами. В соответствии с этим различают короткозамкнутые двигатели и двигатели с
контактными кольцами. Последние условие называются также двигателями с фазным
ротором.
На щитке асинхронного двигателя указываются следующие номинальные
величины его:
1. мощность (на валу), кВт или Вт;
2. линейное напряжение обмотки статора, В;
3. линейный ток, А;
4. частота тока, Гц;
5. частота вращения ротора (число оборотов в минуту);
6. коэффициент полезного действия;
7. коэффициент мощности (косинус угла сдвига фаз между напряжением и
током фазы обмотки статора);
8.
напряжение на контактных кольцах (при неподвижном роторе) и ток
обмотки ротора (при номинальном режиме) для двигателя с контактными
кольцами.
Кроме того, на щитке указываются схема соединений обмотки статора, режим
работы (продолжительный, кратковременный или повторно-кратковременный), для
которого предназначен двигатель, и полный вес его в килограммах.
3-2. Устройство и основные элементы конструкции
Основными частями машины являются статор и ротор. Их сердечники собираются
из листов электротехнической стали (рис. 3-1), которые до сборки обычно покрываются с
обеих сторон специальным лаком.
57
Рис. 3-1. Листы сердечников статора (1) и ротора (2).
Тем самым предотвращается образование больших вихревых токов в стали
сердечников. Иногда для небольших двигателей их сердечники собирают из листов без
покрытия последних лаком, так как окалина на внешних поверхностях листов создает
достаточную изоляцию между ними.
На рис. 3-1 показаны листы, из которых собираются статор и ротор машин
небольшой и средней мощностей. Они обычно штампуются при помощи штампа,
позволяющего одним ударом получить необходимую форму листа со всеми отверстиями.
Отверстия на внутренней окружности листов статора и на внешней окружности листов
ротора после сборки их образуют пазы статора и ротора, в которые закладываются
проводники обмоток.
На рис. 3-2 и 3-3 показаны в разобранном виде двигатели — короткозамкнутый и с
контактными кольцами.
Рис. 3-2. Асинхронный двигатель короткозамкнутым ротором в разобранном виде.
а — статор; 6 — ротор; в — подшипниковые щиты; г — вентилятор; д — отверстия для
входа и выхода охлаждающего воздуха; е — коробка, прикрывающая зажимы.
Рис. 3-3. Асинхронный двигатель с контактными кольцами в разобранном виде.
а — статор; 6 — ротор; в — подшипниковые щиты; г — вентилятор; д — отверстия для
входа и выхода охлаждающего воздуха; е — коробка, прикрывающая зажимы; ж —
контактные кольца, з—щеткодержатели и щетки.
58
Сердечник статора помещается в корпусе, который служит его внешней частью.
Сердечник ротора укрепляется непосредственно на валу двигателя или на втулке (в форме
крестовины), надетой на вал двигателя.
Вал вращается в подшипниках, укрепленных в боковых щитах, называемых
подшипниковыми щитами. Машины мощностью до 500—600 кВт (иногда и выше)
снабжаются подшипниками качения (шариковыми и роликовыми), при большей
мощности — подшипниками скольжения. При внешнем диаметре сердечника статора
свыше 1 м обычно применяют стояковые подшипники (рис. 3-4).
Рис. 3-4. Асинхронный двигатель большой мощности со стояковыми подшипниками.
Подшипниковые щиты прикрепляются к корпусу статора при помощи болтов или
шпилек. Щиты и корпус статора обычно выполняются литыми из чугуна. Для малых
машин их часто выполняют литыми из сплава с большим содержанием алюминия, что
уменьшает вес машины.
3-3. Обмотки статора и ротора и наведение в них э.д.с.
Обмотки и сердечники статора и ротора являются основными частями
электрической машины. Они и создают в ней условия для электромагнитных процессов,
протекающих при преобразовании электрической энергии в механическую или при
обратном преобразовании.
Рассмотрим вначале обмотки статора. Они одинаковы как у асинхронных, так и у
синхронных машин. Обмотки состоят из витков, заложенных в пазы статора и
соединенных между собой по особым правилам.
а) Электродвижущая сила витка.
На рис. 3-5,а показаны статор и один виток его обмотки. Стороны витка,
уложенные в пазы, представляют собой его активные части. Часть витка, находящаяся вне
пазов статора, называется лобовой частью или лобовым соединением.
Рис. 3-5. Статор одним витком и наведение э. д. с. в витке.
Пусть внутри статора вращается электромагнит или постоянный магнит с двумя
полюсами. При этом мы получаем вращающееся поле; его индукционные линии показаны
59
только в воздушном зазоре между статором и ротором. Примем это поле синусоидальным,
т. е. будем считать, что кривая распределения индукции В (ее нормальной составляющей)
в воздушном зазоре вдоль внутренней окружности статора представляет собой синусоиду
(рис. 3-5,б).
Поле, близкое к синусоидальному, удается получить, выбрав надлежащим образом
форму очертания полюсного наконечника.
При вращении поля в проводниках будут наводиться э.д.с., направления которых
для выбранного момента времени найдем по правилу правой руки, учитывая направление
перемещения проводника относительно поля. Очевидно, эти э.д.с. при постоянной
скорости вращения будут изменяться во времени синусоидально. Поэтому мы их можем
изобразить временными векторами E  и E  . Электродвижущие силы E  и E  сдвинуты
по фазе на 180°. Такому сдвигу соответствует расстояние между проводниками, равное
полюсному делению . Полюсным делением называется расстояние между осями
соседних полюсов, взятое по внутренней окружности статора.
Электродвижущая сила витка равна векторной разности э.д.с. проводников:
E в  E   E ,
так как при образовании витка стороны его соединяются встречно — конец одного
проводника соединяется с концом другого проводника. При прямом соединении
проводников, показанном на рис. 3-5,б пунктиром, э.д.с. витка была бы равна векторной
сумме э.д.с. проводников, т. е. в данном случае была бы равна нулю.
Ширина витка взята равной . Она определяет шаг обмотки, который обозначается
через у. Обмотки, состоящие из таких витков (при y = ), называются диаметральными или
обмотками с полным шагом. Обмотки с витками, ширина которых меньше полюсного
деления (у<), называются хордовыми или обмотками с укороченным шагом.
Максимальная э.д.с., наведенная в проводнике, В, равна:
Eм  Bм lv,
(3-1)
где Вм — максимальная индукция в воздушном зазоре, В·с/см2;
l — активная длина проводника, см;
v — скорость поля относительно проводника, см/с.
Частота наведенной в проводнике э.д.с. при двух полюсах, Гц, равна:
n
f 
,
60
где п — частота вращения, об/мин.
При числе полюсов, равном 2р, частота будет в р раз больше:
pn
f 
,
60
(3-2)
так как в этом случае за один оборот ротора мимо проводника пройдут р северных и р
южных полюсов.
Полюсное деление, см,
πD
τ
,
2p
(3-3)
где D — внутренний диаметр статора, см.
Частоту v можно представить в виде
πDn p
v
  2τf .
60 p
(3-4)
60
Учитывая полученное равенство, а также соотношение между максимальным и
π
Bм  Bср ,
2
средним значениями индукции (для синусоиды)
можно (3-1) переписать в
следующем виде:
π
E м  2 Bср lτf  πfФ м ,
2
где магнитный поток Фм = Вср/, В·c. Таким образом, действующее значение э.д.с. в
проводнике
E
π
E м 
fФм  2,22 fФ м .
2
2
(3-5)
Электродвижущая сила витка при y =  (рис. 3-5,в)
Eв  2E  4,44 fФм .
(3-6)
При у <  э.д.с. витка Ев будет меньше, чем 2Е, так как в этом случае сдвиг между


E  и E будет меньше 180° (рис. 3-5,г). Этот сдвиг теперь равен:
y
γ  180 0 ,
τ
(3-7)
Поэтому Ев при y <  нужно рассчитывать по формуле
γ
ε
E в  2 E sin  2 E cos ,
2
2
(3-8)
где ε = 180 —γ.
Следовательно, э.д.с. витка
E в  4,44 fk у Ф м ,
(3-9)
где
γ
y
k у  sin  sin 90 0
2
τ
(3-10)
есть коэффициент укорочения. Он учитывает то, что при у <  э.д.с. проводников,
образующих виток, складываются не арифметически, а геометрически: kу < 1 при у <  и
ky = 1 при y = .
б) Электродвижущие силы катушки, катушечной группы и фазы обмотки.
Если вместо одного витка взять катушку, состоящую из wК витков, то э.д.с. в
катушке будет в wк раз больше, чем в одном витке:
E к  wк E в  4,44 fk у wк Ф м .
(3-11)
Обмотка статора обычно состоит из катушек, равномерно сдвинутых одна
относительно другой по окружности статора. Стороны катушек закладываются в пазы. В
паз закладывают или одну катушечную сторону, или. две катушечные стороны одну над
другой. В соответствии с этим различают однослойные и двухслойные обмотки.
На рис. 3-6 представлен статор двухполюсной машины с трехфазной, однослойной
обмоткой. Каждая фаза здесь состоит из трех катушек, образующих катушечную группу.
При вращении внутри статора электромагнита с двумя полюсами в катушечных группах
будут наводиться э.д.с., сдвинутые по фазе на 120°, так как оси катушечных групп
сдвинуты по окружности статора на 2/3.
61
Рис. 3-6. Трехфазная обмотка статора при 2р = 2 и q = 3.
Общее число пазов на окружное статора обозначается через Z. На полюсное
деление приходится Q = Z/(2p) пазов. Так как на одном полюсном делении расположены
три фазные зоны, то на каждую фазную зону приходится пазов:
Q
Z
q 
,
3 3 2 p
(3-12)
где q — число пазов на полюс и фазу.
Катушечные стороны, заложенные в пазы, равномерно распределены по
окружности статора (рис. 3-6). В соответствии с этим наведенные в них э.д.с. будут
сдвинуты по фазе. Соседние катушечные стороны смещены на пазовое деление tс, под
которым понимается расстояние между серединами соседних пазов.
Так как сдвигу на  соответствует угол 180°, то сдвигу на tc будет соответствовать
угол
t
α  c 180 0.
τ
(3-13)
Если  измерять числом пазовых делений, то получим пазовых делений
Z
τQ
.
2p
(3-14)
В этом случае имеем (tc = 1), эл. град:
p  360
α
.
Z
(3-15)
Угол α есть угол между векторами э.д.с. соседних катушечных сторон. В
двухполюсной машине он соответствует центральному углу, стороны которого опираются
на дугу tc (рис 3-6); в многополюсной машине угол α в р раз больше, чем тот же
центральный угол. Поэтому различают угол в геометрических градусах (или радианах) и
угол в электрических градусах (или радианах). В общем случае один геометрический
градус соответствует р эл. град. Вся окружность статора соответствует, следовательно,
360р эл. град (или 2рπ эл. рад).
Построим векторы э.д.с. в катушечных сторонах обмотки, представленной на рис.
3-6, обозначив их соответственно номерам пазов цифрами 1, 2, 3 и т. д. При этом получим
векторную диаграмму, показанную на рис. 3-7,а, где сдвиг по фазе э.д.с. катушечных
p  360 0 360 0


 20 0.
Z
18
сторон, лежащих в соседних пазах, равен
62
Рис. 3-7. Векторные диаграммы.
а — звезда пазовых э.д.с., б — э.д.с. фаз.
Эта диаграмма называется звездой пазовых э.д.с. С ее помощью мы можем найти
э.д.с. фаз обмотки, как показано на рис. 3-7,б, где векторы э.д.с. взяты в уменьшенном
масштабе по сравнению с рис. 3-7,а. Сложение векторов произведено в соответствии с
рис. 3-6, при этом учитывалось, что э.д.с. катушек получаются в результате встречного
соединения их сторон.
Звезда пазовых э.д.с. и построенная с ее помощью диаграмма э.д.с. фаз обмотки
позволяют проверить, правильно ли выполнены соединения катушечных сторон и
катушек обмотки. Электродвижущие силы фаз должны быть равны и сдвинуты по фазе
для трехфазной обмотки на 120° (рис. 3-7,б). Если соблюдены эти условия, то обмотка
будет симметричной.
Обратимся к рис. 3-8,а и б, где изображены две катушечные группы трехфазной
обмотки: одна состоит из различных по ширине катушек, другая — из катушек,
одинаковых по ширине. Каждая катушка второй группы имеет ширину, равную , поэтому
э.д.с. катушки здесь получается в результате арифметического сложения э.д.с. ее сторон.
Обозначим э.д.с. катушек через Eк1, Eк2, Ек3. Они равны по величине, но по фазе сдвинуты
p  360 0

.
Z
на угол
В соответствии с этим построим диаграмму э.д.с. катушек группы,
изображенной на рис. 3-8,б.
Рис. 3-8. Катушечные группы однослойной
обмотки.
63
Рис. 3-9. Определение э.д.с. катушечной группы.
Диаграмма представлена на рис. 3-9. Она позволяет определить э.д.с. Ег
катушечной группы, которая в общем случае состоит из q катушек. Из диаграммы
получаем:
qα
Eг  2 R sin
2
(3-16)
и э.д.с. катушки
α
E к  2 R sin ,
2
(3-17)
где R — радиус описанной окружности.
Отношение
qα
sin
EГ
2 k

р

qEк
qsin
2
(318)
называется коэффициентом распределения. Он, следовательно, равен отношению
геометрической суммы э.д.с. катушек катушечной группы к арифметической сумме тех же
э.д.с. Учитывая (3-11) и (3-18), получим:
E г  k р qE к  4,44 fk у k р qwк Ф м .
(3-19)
Точно такую же э.д.с. мы получим и для катушечной группы рис. 3-8,а,
соответствующей рис. 3-6, так как в нее входят те же катушечные стороны, что и в группу
рис. 3-8,б. Следовательно, обмотка рис. 3-6 в отношении получения э.д.с. может
рассматриваться как обмотка с одинаковыми катушками, имеющими ширину, равную , т.
е. как диаметральная.
В однослойной обмотке при 2р = 2 одну фазу составляет одна катушечная группа;
при 2р > 2 фаза состоит из р катушечных групп, которые могут быть соединены
последовательно, параллельно или последовательно-параллельно. Все р катушечных
групп имеют одинаковое число катушек, равное q. Если на фазу взято а параллельных
ветвей, то общее число последовательно соединенных витков фазы, определяющее ее
э.д.с., равно:
1
w  pqwк .
a
(3-20)
Следовательно, э.д.с. фазы обмотки
E  4,44 fk0 wФ м ,
(3-21)
где
k0  k у kр
(3-22)
есть обмоточный коэффициент. Он равен, как это следует из предыдущего,
отношению геометрической суммы э.д.с. последовательно соединенных проводников
фазы к их арифметической сумме.
64
Сравнивая формулу (3-21) с формулой (2-5) [или (2-6)], по которой определяется
э.д.с. в обмотке трансформатора, мы видим, что для трансформатора обмоточный
коэффициент равен единице, так как э.д.с. во всех витках его обмотки совпадают по фазе.
в) Однослойные обмотки.
Обмотка, представленная на рис. 3-6, не может считаться практически пригодной,
так как лобовые части ее катушек не позволили бы ни вставить, ни вытащить ротор. Их
нужно отогнуть.
На рис. 3-10 показана одна фаза трехфазной обмотки четырехполюсной машины с
отогнутыми лобовыми частями. Она состоит из двух катушечных групп при их
последовательном соединении. На рис. 3-11 приведена полная схема-развертка той же
обмотки при 2р = 4 и q = 2. Такая схема получается, если мысленно разрезать внутреннюю
цилиндрическую поверхность статора по образующей и развернуть ее в плоскость. Она
дает наглядное представление о размещении катушек, соединении их в группы и
соединении катушечных групп отдельных фаз между собой. Размещение ее лобовых
частей показано на рис. 3-12.
Рис. 3-10. Одна фаза обмотки статора четырехполюсной машины.
Рис. 3-11. Трехфазная однослойная обмотка при 2p = 4 и q = 2.
Рис. 3-12. Размещение лобовых частей трехфазной однослойной обмотки при q = 2.
Рассмотренная обмотка называется катушечной концентрической с лобовыми
частями в двух плоскостях. Она в настоящее время применяется сравнительно редко —
главным образом для небольших машин (при Р  7 кВт). При большой мощности она
требует больше материалов (обмоточной меди и изоляции), чем двухслойная обмотка, так
как имеет более длинные лобовые части.
Из однослойных обмоток находят себе также применение, обычно для машин
небольшой мощности (до 7 — 10 кВт), равнокатушечные обмотки, схемы которых
аналогичны схемам двухслойных обмоток.
г) Двухслойные обмотки.
В настоящее время для статоров асинхронных и синхронных машин
преимущественное применение получили двухслойные обмотки. Из них наиболее часто
65
встречаются петлевые двухслойные обмотки. Они состоят из одинаковых катушек, также
объединенных в группы. Катушечные стороны закладываются в пазы одна над другой.
Для машин мощностью до 50  100 кВт на статоре берутся полузакрытые (рис. 313,б), для машин до 250  300 кВт — полуоткрытые (рис. 3-13,в) и для больших машин —
открытые пазы (рис. 3-13,г). Полузакрытые пазы по рис. 3-13,а и б применяются также и
для однослойных обмоток. В этом случае изоляционная прокладка (рис. 3-13,б) не нужна.
Рис. 3-13. Пазы статора.
а и б — полузакрытые; в—полуоткрытый, г—открытый.
Число катушек обмотки, очевидно, равно числу пазов Z. Число катушек в
катушечной группе при q, равном целому числу, равно q. Для асинхронных машин, как
правило, q равно целому числу. Поэтому здесь получаются группы с одинаковыми
числами катушек. Для статоров синхронных машин большой мощности при большом
числе полюсов часто q равно дробному числу, которое мы можем представить в виде:
c
q b ,
d где с и d — числа взаимно простые. В этом случае катушечные группы будут
иметь неодинаковые числа катушек: часть из них будет иметь b катушек, а другая часть —
(b+1) катушек. Те и другие группы должны быть распределены между фазами обмотки
таким образом, чтобы фазные э.д.с. были равны по величине и сдвинуты по фазе на 120°.
Будем рассматривать петлевые двухслойные обмотки при q, равном целому числу.
Схема-развертка одной из таких обмоток показана на рис. 3-14,в.
66
Рис. 3-14. Схема трехфазной петлевой двухслойной обмотки при Z = 24; 2p = 4; q = 2;
у = 5.
Здесь цифрами обозначены номера катушечных групп, состоящих каждая из двух
катушек; катушечные группы каждой фазы соединены последовательно. Шаг обмотки
(ширина катушки), измеренный числом пазовых делений, у = 5, тогда как полюсное
деление  = 6. Следовательно, обмотка выполнена с укороченным шагом, составляющим
5
τ  0,833.
6
Шаг для двухслойной обмотки обычно выбирается близким к 0,8.
При выполнении обмотки в пазы закладываются Z катушек. Затем делаются
Z
 3 2 p
q
междукатушечные соединения таким образом, чтобы получить
катушечных
групп (для малых машин катушки часто закладываются целыми группами, поэтому здесь
не приходится делать междукатушечные соединения). После этого выполняются
междугрупповые соединения, т. е. соединяются между собой группы, составляющие фазы
обмоток.
На рис. 3-14,а приведена условная схема той же обмотки, наглядно показывающая
соединения между катушечными группами. Последние здесь обозначены короткими
дугами с теми же номерами, что и на рис. 3-14,в; стрелками показаны направления э.д.с. в
катушечных группах для момента времени, когда они соответствуют проекциям
E , E , E
временных векторов A B C на линию времени t (рис. 3-14,б).
На рис. 3-15 представлен статор с катушечными сторонами, заложенными в пазы.
Здесь же показаны три катушечные группы, состоящие каждая из трех катушек (q = 3), и
дуги 1, 2, 3,..., условно обозначающие катушечные группы.
Рис. 3-15. Статор с уложенными в пазы катушечными сторонами трехфазной
7
y  τ.
9
двухслойной обмотки при Z = 36; 2р = 4; q = 3; y =
При помощи условной схемы, аналогичной схеме на рис. 3-14,а, легко, находятся
междугрупповые соединения, осуществляющие также параллельное или последовательнопараллельное соединение катушечных групп для каждой фазы. Так, например, для фазы А
мы можем получить четыре параллельные ветви, соединив параллельно группы 1, 4, 7, 10
или две параллельные ветви, из которых одна будет иметь группы 1 и 4, а другая — 7 и
10.
67
К преимуществу двухслойной обмотки нужно отнести то, что ее катушки можно
заготовить вне машины, хорошо их изолировать (пропитать лаками или особым
асфальтобитумным составом) и совершенно готовыми заложить в пазы. При этом
применяются открытые пазы, позволяющие выполнить надежную изоляцию на высокие
напряжения (до 20000  24000 B). При полузакрытых и полуоткрытых пазах обмотка
обычно выполняется на напряжении до 660 B. В этом случае проводники катушек
приходится закладывать в пазы по одному через открытие (щель) паза.
На рис. 3-16 показано размещение лобовых частей двухслойной обмотки.
Рис. 3-16. Лобовые части двухслойной обмотки.
Другим важным преимуществом двухслойной обмотки является то, что ее можно
выполнить с укороченным шагом. При укорочении шага обмотки кривая наведенной в ней
э.д.с. при несинусоидальном поле получается более близкой к синусоиде, чем при полном
шаге; кривая поля, созданного такой обмоткой, тоже будет более близкой к синусоиде.
Кроме того, при двухслойной обмотке с укороченным шагом сокращается расход меди и
изоляционных материалов по сравнению с однослойной обмоткой (рис. 3-11) за счет
уменьшения длины лобовых частей (ср. на рис. 3-5,б лобовые части витков при у =  и y <
).
Схемы однослойных равнокатушечных обмоток, имеющих q пазов на полюс и
фазу, могут быть получены из схем петлевых двухслойных обмоток, имеющих q/2 пазов
на полюс и фазу. Для этого нужно представить себе, что между соседними пазами
двухслойной обмотки помещено еще по одному пазу и в эти пазы вынесены все
катушечные стороны, лежащие в нижнем слое Тогда получается схема так называемой
цепной обмотки.
Рассмотренная двухслойная обмотка применяется также для фазных роторов
асинхронных машин при мощностях до 100 кВт. В этих случаях обычно применяются
обмотки с полным шагом, чтобы получить более длинные лобовые части для улучшения
условий охлаждения машины.
Волновые двухслойные обмотки находят себе применение для фазных роторов
асинхронных машин при мощностях свыше 50  100 кВт. Они выполняются из стержней,
закладываемых с торцовой стороны в полузакрытые пазы. Число фаз m2 такой обмотки,
как правило, берется равным трем.
Обычная схема волновой двухслойной обмотки представлена на рис. 3-17. Здесь
начала и концы фаз равномерно смещены по окружности ротора, так же как и перемычки
фаз (I—II, III—IV, V— VI), что облегчает выполнение отводов к контактным кольцам и
вместе с тем позволяет сохранить статическую уравновешенность ротора (совпадение
центра тяжести ротора с его осью вращения). В последние годы волновые двухслойные
обмотки применяются также для статоров крупных синхронных машин, имеющих
большое число полюсов (генераторы, работающие на мощных гидроэлектрических
станциях). В этом случае они обычно выполняются при q, равном дробному числу.
68
Рис. 3-17. Роторная стержневая обмотка при Z = 24; 2р = 4; q = 2 (показана только
одна фаза).
д) Обмотки для короткозамкнутых роторов.
Такие обмотки, как правило, выполняются в виде беличьих клеток, состоящих из
стержней и замыкающих их на торцах колец (рис. 3-18).
Рис. 3-18. Короткозамкнутая обмотка ротора в виде беличьей клетки
В последние годы для машин до 100 кBт они обычно выполняются путем заливки
расплавленного алюминия в пазы ротора. При этом одновременно отливаются и
короткозамыкающие торцовые кольца вместе с вентиляционными крыльями (рис. 3-19).
Рис. 3-19. Алюминиевая короткозамкнутая обмотка ротора.
Пазы ротора показаны на рис. 3-20.
Рис. 3-20. Пазы ротора.
3-4. Намагничивающие силы обмоток
а) Однофазная обмотка.
На рис. 3-22,а показаны статор и ротор двухполюсной асинхронной машины с
воздушным зазором между ними. который всегда делается равномерным для асинхронных
машин. На статоре в пазах помещена только одна катушка, имеющая ширину, равную
полюсному делению. Если пропустить по катушке ток, то она создаст двухполюсное
магнитное поле, индукционные линии которого показаны на рис. 3-22,а.
Рис. 3-22. Намагничивающая сила катушки.
69
Намагничивающая сила, действующая по замкнутому контуру, образованному
любой индукционной линией, равна полному току, охваченному этим контуром.
Следовательно, все н.с., действующие по пунктирным контурам, будут одинаковы.
Так как обе части машины симметричны относительно плоскости, проходящей
через катушечные стороны, то на каждую половину магнитной цепи будет приходиться
половина н.с. катушки и ее можно считать за н.с. приходящуюся на полюс.
Развернем внутреннюю окружность статора в прямую линию, как показано на рис.
3-22,б. Здесь жирная линия представляет собой кривую распределения н.с. вдоль
окружности статора. Из сказанного следует, что н.с. распределена равномерно. Если
пренебречь магнитным сопротивлением стальных участков, то под кривой н.с. можно
понимать кривую распределения магнитного напряжения воздушного зазора. Такой же
вид в этом случае будет иметь кривая распределения индукции в воздушном зазоре или
кривая поля машины.
Если по катушке проходит переменный синусоидальный ток, то поле будет также
переменным; оно будет пульсировать по оси катушки.
Намагничивающая сила катушки на полюс при максимальном значении тока
2I к равна:
2 I к wк
,
2
(3-32)
где wк — число витков катушки.
Можно указанную кривую н.с. заменить ее гармониками, из которых на рис. 3-22,б
показаны первая, третья и пятая. Амплитуда первой (или основной) гармоники
2 I к wк
4
4
Fм1  Fк  
 0,9 I к wк ;
π
π
2
(3-33)
амплитуда v-й гармоники
1
Fмν  Fм1 .
ν
(3-34)
Намагничивающая сила катушечной группы, состоящей из q катушек шириной ,
вычисленная по первым гармоникам н.с. каждой катушки (рис. 3-23,б),
Fмq1  qFм1 k р1 ,
(3-35)
где k01 — коэффициент распределения, который рассчитывается, так же как для э.д.с.,
по (3-18), что следует из сопоставления рис. 3-23,б и рис. 3-9.
Fк 
Рис. 3-23. Намагничивающие силы q катушек (а) и векторная сумма н.с. отдельных
катушек (б).
Намагничивающая сила той же катушечной группы, но рассчитанная для ν-х
гармоник н.с. катушек,
1
Fмqν  qFм1 k рν ,
ν
(3-36)
где kpv определяется по (3-28).
При двухслойных обмотках, которые выполняются обычно с укороченным шагом,
необходимо при определении н.с. учесть укорочение шага. На рис. 3-24,а показана часть
одной фазы двухслойной обмотки с укороченным шагом. Рассматривая токи верхнего и
70
нижнего слоев, можно установить, что верхние и нижние слои как бы образуются из
катушек шириной  (см. также рис. 3-15), причем эти катушки образуют группы, оси
180
ε  (τ - y )
τ эл. град.
которых сдвинуты на угол
Рис. 3-24. Намагничивающая сила одной фазы двухслойной обмотки.
Следовательно, н.с. одной фазы двухслойной обмотки на один полюс равна:
Fмq1  2 Fмq1 k р1k у1  0,9 I к qwк k р k у1 ,
(3-37)
1
Fмq
где
— амплитуда н.с. "катушечной группы" верхнего или нижнего слоя;
wк — удвоенное число витков катушки двухслойной обмотки;
kу1 — коэффициент укорочения, который рассчитывается по (3-10), как и для э.д.с.,
что следует из рис. 3-24,б.
p a
aw
qwк 
,
p
a
p
Заменяя
через
где w — число последовательно соединенных
витков фазы обмотки, и учитывая, что аIк = I — ток этой фазы, получим:
wk
Fì q1  0,9 I 01 ,
p
(3-38)
где k01=kр1kу1 обмоточный коэффициент для первой гармоники н.с.
Для амплитуды -й гармоники н.с. мы можем написать:
wk
1
Fì q  0,9 I 0 ν ,

p
(3-39)
где k0ν — обмоточный коэффициент для ν-й гармоники н.с., который определяется,
так же как для ν-й гармоники э.д.с., по (3-26) — (3-28).
Из табл. 3-1 можно видеть, что укорочение шага позволяет значительно снизить
амплитуды высших гармоник в кривой н.с. При y = 0,83 наиболее заметно уменьшаются
амплитуды пятой и седьмой гармоник, следующие по величине после третьей гармоники,
а так как последняя пропадает в н.с. трехфазной обмотки (см. § 3-4,б), то обычно и
выбирают указанное значение шага у. Пульсирующую по оси фазы н.с., синусоидально
2 I амплитуду Fмq1, можно
распределенную и имеющую при максимальном токе
заменить двумя синусоидально распределенными н.с., но вращающимися в разные
1
стороны с одинаковыми частотами и имеющими неизменные амплитуды 2 Fмq1 что
доказывается следующим образом.
Обратимся к рис. 3-25, где показана кривая пульсирующей н.с. с амплитудой Ft1 =
Fмq1sinωt, соответствующей моменту t, когда ток в фазе равен 2 Isinωt.
71
Рис. 3-25. Кривая пульсирующей н.с.
Значение н.с., соответствующей точке окружности статора, сдвинутой на x
относительно оси фазы, будет:
xπ
Ftx1  Fмq1 sin ωt cos .
τ
(3-40)
Равенство (3-40) согласно известному уравнению
1
1
2 sin (α  β) cos (α  β)  sin α  sin β
2
2
может быть записано в следующем виде:
1
xπ  1
xπ 


Ftx1  Fмq1 sin  ωt    Fмq1 sin  ωt  .
2
τ  2
τ 


(3-41)
Первое слагаемое правой части обозначим через F':
1
xπ 

F   Fмq1 sin  ωt  ,
2
τ 

(3-42)
Полученное уравнение называется уравнением бегущей волны. Оно показывает,
что н.с. F  является функцией времени t и места х. Если принять, что выражение в
скобках равняется постоянной величине с (изменение t компенсируется изменением х), то
мы найдем, с какой частотой будет перемещаться н.с. Действительно, дифференцируя
xπ
π dx
ωt 
c
ω 
 0,
τ
τ dt
уравнение
по t, получим:
а отсюда
dx ωτ 2πf1 τ
v1 


 2τf1 .
dt
π
π
(3-43)
С такой частотой будет перемещаться любое значение н.с., а следовательно, и ее
1
Fмq1 .
амплитуда 2
Так как при вращательном движении перемещение на 2 соответствует
1
p части оборота, то частота вращения волны н.с. (ее первой гармоники),об/с,
f1
p
и ─ в об/мин,
60 f 1
n1 
p .
n1 
(3-44)
Обозначив второе слагаемое равенства (3-41) через F", мы также получим
уравнение бегущей волны:
1
xπ
F   Fмq1 sin( ωt  )
2
τ .
(3-45)
Однако частота ее перемещения и v1 , найденная аналогичным образом, будет
отрицательной:
72
dx
 2 τ f 1
dt
,
(3-46).
так же как и частота вращения, об/мин,
60 f1
n1  
p .
(3-47)
Это значит, что н.с. F  перемещается в обратную сторону (положительному
приращению dt соответствует отрицательное приращение dx).
Таким образом, мы получили две вращающиеся н.с., которые можно изобразить
вращающимися пространственными векторами Fм и Fм (рис. 3-26).
v1 
Рис. 3-26. Замена пульсирующей н.с. двумя круговыми вращающимися н.с.
Пространственным вектором заменяется синусоидально распределенная н.с. Его
проекция на линию, проведенную через центр внутренней окружности статора и любую
ее точку, определяет н.с., соответствующую этой точке.
Пространственный вектор Fм или Fм при вращении опишет окружность, поэтому
соответствующая н.с. называется круговой вращающейся н.с.
Определим значение ν -й гармоники н.с. для той же точки х (рис. 3-25). Оно равно:
νxπ
Ftxν  Fмqν sin ωt cos
τ ,
(3-48)
так как теперь тому же сдвигу х относительно оси фазы А будет соответствовать сдвиг
νxπ
τ в электрических радианах (полюсное деление для ν -й гармоники равно /ν). Заменим
пульсирующую н.с. Ftxν двумя вращающимися:
1
νxπ 1
νxπ
Ftxν  Fмqν sin( ωt 
)  Fмqν sin( ωt 
)
2
τ
2
τ .
(3-49)
73
Рассуждая аналогично предыдущему, найдем, что одна из них перемещается со
τ
v ν  2 f1
ν или вращается с частотой
скоростью
60 f1 1
nν 
 n1
νp
ν ,
(3-50)
в ν раз меньшей частотой вращения первой гармоники. Вторая н.с. вращается в
обратную сторону с той же частотой:
1
nν   n1
ν .
(3-51)
3-5. Принцип действия асинхронного двигателя и его
энергетическая диаграмма
Для лучшего понимания принципа действия асинхронного двигателя вначале
примем, что его вращающееся поле создается путем вращения двух полюсов (постоянных
магнитов или электромагнитов), как показано на рис. 3-28.
Рис. 3-28. К пояснению принципа действия асинхронного двигателя.
В проводниках замкнутой обмотки ротора при этом будут наводиться токи. Их
направления указаны на рис. 3-28. Они найдены по правилу правой руки, позволяющему
определить направление наведенного тока в проводнике, перемещающемся относительно
поля. Пользуясь правилом левой руки, найдем направления электромагнитных сил,
действующих на ротор и заставляющих его вращаться. Ротор двигателя будет вращаться в
направлении вращения поля. Его частота вращения п2, об/мин, будет меньше частоты
вращения поля n1, об/мин, так как только в этом случае возможны наведение токов в
обмотке ротора и возникновение электромагнитных сил и вращающего момента.
Частота вращения поля n1 называется синхронной частотой вращения.
Скорость поля относительно ротора (n1 – n2) называется частотой скольжения, а
отношение этой частоты к частоте поля, обозначаемое через s,
n  n2
s 1
n1
(3-60)
называется скольжением.
Обозначим через М вращающий момент, который нужно приложить к полюсам
(рис. 3-28), чтобы вращать их c частотой n1, об/мин, или с угловой частотой, рад/с,
2πn1
ω1 
60 .
(3-61)
Тогда мощность, необходимая для вращения полюсов,
Pэм  Mω1
.
(3-62)
74
На ротор и полюсы действуют одинаковые электромагнитные силы (действие
равно противодействию). Они создают одинаковые вращающие моменты, а так как
момент, действующий на полюсы (на рис. 3-28 показан пунктирной стрелкой), равен М,
той и на ротор действует момент М. Следовательно, механическая мощность, развиваемая
ротором,
P2  Mω2 ,
(3-63)
где угловая частота ротора, рад/с,
2πn2
ω2 
60 .
(3-64)
При работе машины двигателем P2 < Pэм , так как ω2< ω1.
Можно считать, что разность мощностей Pэм и P2 равна только электрическим
потерям в обмотке ротора, имеющей m2 фаз при токе в фазе I2 и ее активном
сопротивлении r2, так как потерями в стали ротора, как будет показано, можно
пренебречь:
Pэм  P2  Pэ2  m2 I 22 r2
.
(3-65)
Мощность Рэм передается вращающимся полем ротору. Она называется
электромагнитной мощностью или мощностью вращающегося поля.
В реальной асинхронной машине, работающей двигателем, электромагнитная
мощность Рэм равна первичной мощности Р1, подведенной к статору, за вычетом Рэ1
электрических потерь в обмотке статора
Pэ1  m1 I 12 r1
(3-66)
(m1— число фаз; I1 — ток в фазе обмотки статора, r1, — ее активное сопротивление) и
потерь в стали статора Pc1, т. е.
Pэм  P1  Pэ1  Pc1 ,
(3-67)
Механическая мощность на валу двигателя P2 (полезная мощность) меньше
механической мощности P2 , развиваемой ротором. Чтобы получить Р , нужно вычесть из
2
P2 механические потери Pмех на трение в подшипниках и вращающихся частей о воздух,
потери Рс.д в зубцах статора и ротора, вызываемые пульсациями поля в них, и небольшие
добавочные потери Pдоб, возникающие при нагрузке и вызываемые полями рассеяния
статора и ротора:
P2  P2  Pмех  Pс.д  Pдоб
.
(3-68)
Наглядное представление о распределении мощностей в асинхронном двигателе
дает его энергетическая диаграмма, приведенная на рис. 3-29.
Рис. 3-29. Энергетическая диаграмма асинхронного двигателя.
Она соответствует уравнениям (3-67) и (3-68).
Из написанных ранее соотношений (3-62), (3-63) и (3-65) следует:
75
Pэм  P2  M (ω1  ω 2 )
ω1
 sω1 M  sPэм  Pэ2
ω1
, (3-69)
так как
ω1  ω 2 n1  n2

s
ω1
n1
.
Pэ2
s угловая механическая скорость является постоянной
(В равенствах
при f1 = const; поэтому Pэм  M, что дало повод назвать величину Рэм "моментом в
синхронных ваттах".) Из (3-69) получаем
P2  (1  s) Pэм
(3-70)
Pэм  ω1 M 
или
1 s
Pэ2
s
.
(3-70а)
Если скольжение выразить в процентах, то можно написать, что s% от мощности
Pэм, полученной ротором от статора через посредство вращающегося поля, расходуется в
обмотке ротора на электрические потери [см (3-69)], а оставшаяся часть, равная (1— s)
P2 
100% от Pэм, преобразуется в механическую мощность P2 (3-70), развиваемую ротором.
Поэтому асинхронные двигатели выполняются таким образом, чтобы их скольжение было
невелико. Оно для нормальных двигателей мощностью от 1 до 1 000 кВт при их
номинальной нагрузке составляет приблизительно 6  1%; при больших мощностях
обычно s<l%.
Частота вращения поля (синхронная частота) определяется, как указывалось, по
формуле (3-53):
60 f 1
n1 
p ,
(3-71)
где f — частота тока статора;
р — число пар полюсов его обмотки.
При стандартной в СССР частоте f = 50 Гц синхронные частоты вращения для
различных чисел полюсов имеют значения, приведенные в табл. 3-3.
Таблица 3-3
2
2
4
6
8
1
1
1
1
2
4
p
0
2
4
6
4
8
n
3
1
1
7
6
5
4
3
2
1
000
500
000
50
00
00
28
75
50
25
1
Частота вращения ротора согласно (3-60), об/мин,
n2  (1  s)n1 .
(3-72)
Номинальная частота вращения n2н, получающаяся при номинальной нагрузке на
валу, указывается на щитке двигателя. Она в обычных случаях позволяет определить
синхронную частоту вращения, число полюсов двигателя и его номинальное скольжение
sн .
Например, на щитке двигателя, предназначенного для работы при частоте тока
f1=50 Гц, указана частота вращения n2н = 730 об/мин. Ближайшая синхронная частота
вращения равна 750 об/мин (табл. 3-3), чему соответствует число полюсов 2р = 8.
Скольжение
750  730
s% 
100%  2,67%
750
.
При работе машины в обмотке ее ротора наводится э.д.с.
76
E2 s  4,44 f 2 w2 k 02  ,
(3-73)
где w2 и k02 — число витков и обмоточный коэффициент обмотки ротора;
(n  n2 ) p n1
f2  1
  sf 1
60
n1
(3-74)
— частота э.д.с. и тока в обмотке ротора. С такой же частотой будет
перемагничиваться сталь ротора. При работе машины двигателем частота f2 мала (при fi =
50 Гц f2 = 0,5  3-Гц), поэтому магнитными потерями в стали ротора можно пренебречь,
что и было сделано при построении энергетической диаграммы на рис. 3-29.
3-6. Параметры асинхронной машины
Параметры рассмотренных схем замещения являются в то же время параметрами
асинхронной машины. Они могут быть определены расчетным или опытным путем.
При определении их расчетным путем нужно иметь геометрические размеры
машины (наружный и внутренний диаметры статора, то же для ротора, длину воздушного
зазора δ между статором и ротором, их длины по оси, а также размеры пазов и зубцов
статора и ротора) и ее обмоточные данные (числа витков, их средние длины, сечения
проводников и шаги обмоток, числа пазов). Мы будем здесь рассматривать только
основные методы расчета параметров, имея в виду установить их связь с геометрическими
размерами машины и ее электромагнитными нагрузками.
Под последними понимаются индукции в отдельных участках магнитной цепи
машины, линейная нагрузка (условная величина), А/см,
2m w I
A  1 1 1н
πD ,
(3-143)
плотности тока для статорной и роторной обмоток: 1 и  2 , А/мм2.
а) Ток холостого хода и сопротивление Z12.
Сопротивление Z12 ветви намагничивания (рис. 3-48) найдем, определив
реактивную Iср и активную Iса составляющие тока синхронизма Iс.
Реактивная составляющая Iср, которая может быть названа намагничивающим
током, практически равна реактивной составляющей Iор тока холостого хода. Для ее

определения нужно произвести расчет магнитной цепи машины, т. е. рассчитать н. с. F0 ,
могущую создать поток Ф, необходимый для наведения э. д. с. E1  0,97U1н .
Поток Ф находим по (3-77). По потоку Ф, зная сечения зубцов и ярм статора и
ротора, определяем индукции в соответствующих участках магнитной цепи. Затем,
пользуясь кривыми намагничивания для стали, из которой выполняется статор и ротор,
находим для рассчитанных индукций напряженности поля и, умножая их на длины
участков, находим магнитные напряжения этих участков.
Наибольшее магнитное напряжение приходится на воздушный зазор,
максимальная индукция в котором

Bδ 
α δ τl ,
(3-144)
где α δ  0,7 (кривая поля вследствие насыщения главным образом зубцов статора и
2
αδ 
π берется α δ  0,7 ); l —
ротора несколько отличается от синусоиды, поэтому вместо
длина статора по оси за вычетом радиальных вентиляционных каналов. Для нормальных
B  6500  8200
машин (от 0,6 кВт и выше) δ
Гс.
Магнитное напряжение воздушного зазора
77
Fδ  0,8Bδ δk δ ,
(3-145)
где k δ — коэффициент, учитывающий увеличение магнитного сопротивления
воздушного зазора вследствие наличия пазов на статоре и роторе: его значение k =
1,1÷1,5 (при открытых пазах оно больше, чем при полузакрытых).
Магнитные напряжения стальных участков магнитной цепи при обычных
насыщениях составляют в сумме примерно (0,2  0,5)F. Следовательно, мы можем
написать:
F0  kн F ,
(3-146)
где kн = 1,2÷1,5 — коэффициент насыщения. Такие значения для kн получаются, если
индукции имеют обычные значения для зубцов — 14000  19000 Гс, для ярм —
10000  15000 Гс.
Согласно (3-59) и (3-146) реактивная составляющая
kн F p
I 0 р  I ср 
.
0,45m1w1k01
(3-147)
Разделив обе части равенства на I1н, получим относительное значение
I 0р
kн F p

.
I1н 0,45m1w1k01I1н
(3-148)
τ
πD
2 p , то
Если сюда подставить (3-145) и учесть (3-143), а также равенство
получим:
I 0р
kk  B
 1,78 н     .
I1н
k01  A
(3-149)
Уравнение (3-149) показывает, что относительное значение тока I0р зависит
Bδ
δ
главным образом от τ , так как A для нормальных машин колеблется в сравнительно
небольших пределах.
При рассмотрении круговой диаграммы асинхронной машины (§ 3-17) мы увидим,
что cos1 двигателя зависит в основном от тока I0р. Поэтому для улучшения cos1
воздушный зазор  выбирается по возможности небольшим; при этом приходится
считаться с необходимостью получить механически надежную машину, изготовление и
установка которой не вызывают больших затруднений. Значения  для нормальных
машин приведены в табл. 3-4.
Та6лица 3-4.
Воздушный зазор нормальных асинхронных машин
Мощность, До
0,2- 1,0- 2,5- 51020- 50- 100- 200кВт
0,2
-1,0 -2,5 -5
-10 -20
-50 -100 -200 -300
δ, мм при
3000
0,25 0,3
0,35 0,4
0,5
0,65 0,8 1,0
1,25 1,5
об/мин
δ, мм при
1500  500 0,2
0,25 0,3
0,35 0,4
0,4
0,5 0,65 0,8
1,0
об/мин
δ
Для тихоходных машин (при большом числе полюсов) величина τ [см. (3-149)]
больше, чем для быстроходных (при малом числе полюсов). Этим и объясняется то, что
тихоходные машины имеют более низкие значения cos1.
78
Активная составляющая Iс.а тока синхронизма зависит главным образом от потерь в
стали статора Pc1, вызванных основным полем, соответствующим главному потоку, и от
2
m1 I ор
r1 ( I c  I ор )
электрических потерь
:
Pс1  m1I 02р r1
I с.а 
.
m1U1н
(3-150)
Следовательно, ток синхронизма
2
I с  I 02р  I с.а
.
(3-151)
Теперь мы можем рассчитать Z12 = r12 + jx12:
P
E 
r12  с1 2 ; x12  1 ;
m1I с
I с.р 
z12  r122  x122 . 
(3-152)
Указанные параметры целесообразно выразить в относительных единицах, приняв,
U 1н
так же как для трансформаторов (см. § 2-15), за базисную единицу сопротивлений I 1н .
Тогда получим, д.е.:
I r
I x
*
r12*  1н 12 ; x12
 1н 12 .
U1н
U1н
(3-153)
*
*
*
Для нормальных машин значения r12 и x12 колеблются в следующих пределах r12 =
*
0,5÷0,1 д.е. (уменьшается с увеличением Рн и 2p), x12 = 4,5÷1,5 д.е. (уменьшается с
увеличением 2р).
При определении тока холостого хода I0 нужно учесть еще его активную
составляющую, соответствующую механическим потерям Рмех (на трение вращающихся
частей о воздух, в подшипниках и щеток о контактные кольца, если они имеются), а также
пульсационным и поверхностным потерям в зубцах ротора и статора Рс.д (при
прохождении зубцов ротора под зубцами статора поле в них пульсирует с большой
частотой, то же мы имеем для зубцов статора, кроме того, в сравнительно неглубоких
поверхностных слоях зубцов ротора и статора получается неравномерное распределение
поля из-за наличия пазов на противоположной части, изменяющееся при вращении
ротора). Указанные потери покрываются за счет механической мощности, развиваемой
ротором.
Таким образом, активная составляющая тока холостого хода
Pс1  Pмех  Pс.д  m1I 0р2 r1
I 0а 
m1U1н
,
(3-154)
где
I 0р  I 0
I0  I
, и ток холостого хода
2
0р
 I 0а2
.
(3-155)
Для нормальных машин в обычных случаях (2p = 2  10)
I0
 100%  (20  40)%
I 1н
.
(3-156)
б) Активные сопротивления обмоток.
Сопротивление постоянному току фазы обмотки статора или фазного ротора
рассчитывается, Ом,
79
r  ρ 75
wlср
sn а
(3-157)
где w — число последовательно соединенных витков;
а — число параллельных ветвей;
lср — средняя длина витка, м;
sn — сечение проводника, мм2.
Активное сопротивление r1 обмотки статора будет несколько больше
рассчитанного по (3-157). Оно должно учитывать не только потери от прохождения тока
по обмотке, но и потери, вызванные полями рассеяния статора. Однако различие между
активным сопротивлением и сопротивлением постоянному току обмотки статора обычно
невелико и можно принять r1 = r, а потери, вызванные полями рассеяния, учесть отдельно
при определении к.п.д. машины.
Значение сопротивления в относительных единицах измерения (о.е.)
I
r
r1*  1н 1  0,1  0,02
U 1н
соответственно при Р = 0,4-7-600 кВт.
н
Активное сопротивление r2 обмотки фазного ротора при нормальных режимах
работы двигателя (при s < 5  10%) может быть принято равным сопротивлению
постоянному току. При больших скольжениях для двигателей, имеющих на роторе
двухслойную стержневую обмотку (при глубине паза примерно свыше 2 см), r2 заметно
возрастает.
Покажем, как рассчитывается сопротивление r2 короткозамкнутой обмотки,
выполненной в виде беличьей клетки. Такую клетку можно рассматривать как
многофазную обмотку, имеющую число фаз m2, равное числу пазов ротора Z2, причем
здесь в каждую фазу входит один стержень. На рис. 3-50,а схематически изображена
обмотка в виде клетки.
Рис. 3-50. Беличья клетка и эквивалентная ей обмотка.
Здесь показаны токи в стержнях и частях короткозамыкающего кольца, лежащих
между серединами соседних стержней. Эти части следует считать за сопротивления,
соединенные многоугольникам. Поэтому токи в стержнях i1, i2, i3,… должны
рассматриваться как линейные, а токи в частях кольца , i12, i23, i34,… — как фазные. В
соответствии с этим на рис. 3-51 построена векторная диаграмма токов в соседних частях
кольца Iк и в стержне Iс.
Рис. 3-51. Векторная диаграмма токов в стержне Iс и соседних частях кольца.
Сдвиг по фазе токов в соседних стержнях и частях кольца равен:
2πp
α
Z2 .
(3-158)
Из векторной диаграммы находим соотношение между Iк и Iс:
80
Iк  Iс
1
πp
Z2 .
(3-159)
Для
расчета
заменим
сопротивления
частей
кольца,
соединенные
многоугольником, сопротивлениями, соединенными звездой, после чего получим
эквивалентную обмотку, показанную на рис. 3-50,б. Сопротивление фазы r2 такой
обмотки принимается за сопротивление фазы беличьей клетки Оно определяется из
равенства
Z 2 I с2 r2  Z 2 I с2 rс  2 Z 2 I к2 rк
,
(3-160)
где rс — сопротивление стержня; rк — сопротивление части кольца между соседними
стержнями. Сопротивления rс и rк определяются по геометрическим размерам стержня и
кольца и удельному сопротивлению материала, примененного для клетки (например, для
1
ρ 75  )
23 .
литого алюминия
Из (3-160) и (3-159) имеем:
2rк
r2  rc 
πp 2
(2sin
)
Z2 .
(3-161)
2 sin
Приведение сопротивления r2 к обмотке статора делается по формуле
4m1 ( w1 k 01 ) 2
m wk
r2  r2 1 ( 1 01 ) 2  r2
m2 w2 k 02
Z2
,
(3-162)
так как m2 = Z2, w2 = 1/2, k02 = 1. Здесь также при малых скольжениях (s < 5  7%)r2,
может быть принято равным сопротивлению постоянному току При больших
скольжениях оно заметно возрастает, особенно при глубоких пазах на роторе (§ 3-19,в).
В обычных случаях значение r2 близко к значению r1.
3-7. Рабочие характеристики двигателей
а) Определение рабочих характеристик опытным путем.
Под рабочими характеристиками или рабочими кривыми асинхронного двигателя
обычно понимаются следующие зависимости:
I1, cosφ1, η, s = f(P2) при U1 = const и f = const (рис. 3-54).
Рис. 3-54. Рабочие характеристики двигателе на 10 кВт, 220/380 В, 1500 об/мин.
Рабочие характеристики двигателей небольшой мощности могут быть найдены
путем непосредственного измерения тока I1, мощности P1, частоты вращения n2 и момента
на валу Мв при различных нагрузках двигателя. Нагрузка двигателя при этом
осуществляется с помощью какого-либо тормоза, позволяющего измерить создаваемый
им тормозящий момент Мв, кг·м.
81
При опыте непосредственной нагрузки напряжение U1 и частоту тока f1
устанавливают равными номинальным значениям U1н и f1н. По данным измерений
рассчитывается мощность, Вт,
2πn2
P2  9,81ω 2 M в  9,81
M в  1,02nM в
60
и коэффициенты:
P1
n  n2
P
cos 1 
; s 1
η 2
m1U 1 I 1
n1 ;
P1 .
Определение рабочих характеристик путем непосредственного измерения
указанных величин обычно не дает достаточно точных результатов, так как измерения Mв
и п2 практически трудно выполнить с надлежащей точностью. Погрешность при
определении P2 дает примерно ту же погрешность при определении η. Поэтому обычно не
рекомендуется определять к.п.д. η электрических машин по данным непосредственного
измерения Р1 и Р2, если значение η >0,50. Однако в последнее время вследствие
усовершенствования тормозов, позволяющих более точно измерить вращающий момент,
метод непосредственного определения к.п.д. используется и в том случае, когда примерно
значение η  0,70. Значение n2 близко к значению n1, поэтому погрешность, допущенная
при измерении n2, сильно скажется на значении s. Скольжение s значительно более точно
f
s 2
f1 .
определяется по данным измерения частоты f2 тока ротора — по формуле
Если производится испытание малых машин (Pн  0,4 кВт), то обычно
используется метод непосредственного определения рабочих характеристик.
3-8. Пуск в ход
а) Общие замечания.
Вопросы, связанные с пуском в ход электрических двигателей, имеют большое
практическое значение. При их разрешении приходится считаться с условиями работы
сети, к которой приключается двигатель, и с требованиями, которые предъявляются к
электроприводу. Под электроприводом понимается устройство, состоящее из
электродвигателя вместе с относящейся к нему аппаратурой и предназначенное для
приведения во вращение рабочей машины (какого-либо станка, насоса, вентилятора,
экскаватора, прокатного стана, конвейера и др.).
Для оценки пусковых свойств электродвигателя установлены следующие основные
показатели:
1. начальный пусковой ток Iнач или его кратность Iнач/Iн;
2. начальный пусковой момент Мнач или его кратность Мнач/Мн.
Кроме того, в ряде случаев имеет значение продолжительность разбега двигателя
вместе с приводимым им во вращение механизмом и иногда плавность разбега.
б) Двигатели с контактными кольцами.
Двигатели с контактными кольцами пускаются в ход при помощи реостата,
включаемого в роторную цепь и называемого пусковым. Соответствующая схема
приведена на рис. 3-58.
82
Рис 3-58. Схема пуска в ход трехфазного асинхронного двигателя с контактными
кольцами (РМ — рабочая машина).
 
По формуле (3-134), подставив в нее r2  rд вместо г r2 , можно найти зависимость
 

Мнач = f( r2  rд ), где r2 — сопротивление обмотки ротора, а rд — переменное
сопротивление пускового реостата (оба сопротивления приведены к обмотке статора). Эта
зависимость представлена на рис. 3-59.
Рис. 3-59. Зависимость начального вращающего момента от активного сопротивления
роторной цепи.

Она показывает, что при увеличении rд начальный момент Мнач сначала возрастает
x
rд  1  x2  r2
c1
и достигает, максимума при значении
[см. (3-131), где вместо r2 нужно
 
взять r2  rд и принять s = 1] и затем падает. Одновременно с возрастанием М при
rд
к
I 2 нач
нач
увеличении
будет уменьшаться Iнач вместе с уменьшением
[см. (3-128), где
r2 нужно заменить через r2  rд и взять s = l]. С физической стороны это будет ясно, если
мы обратимся к выражению (3-113), полученному согласно закону электромагнитных сил.
Оно показывает, что момент зависит не только от I2, но и от соsψ2 (см. также рис. 3-42).
На рис. 3-60 показано изменение вращающего момента при выключении ступеней
пускового реостата за время разбега двигателя.
 
Рис. 3-60. Кривые М = f (s) при различных сопротивлениях r2  rд роторной цепи
(зигзагообразная линия соответствует изменению пускового момента при выключении
ступеней реостата во время разбега двигателя).
Двигатель с контактными кольцами, пускаемый в ход при помощи пускового
реостата, обладает хорошими пусковыми характеристиками. Здесь за все время разбега
мы можем иметь большой пусковой момент и тем самым сократить время разбега. При
этом пусковой ток имеет относительно небольшое значение и, следовательно,
подключение двигателя к электрической сети, особенно маломощной, не будет вызывать
резких изменений режима ее работы.
Пусковые реостаты изготовляются из проволоки или ленты, обычно намотанной в
виде спирали на фарфоровые столбики. Для проволоки или ленты берут металл
повышенного удельного сопротивления (нихром, фехраль и др.), обладающий высокой
износоустойчивостью, и иногда железо или чугун. Такие реостаты имеют воздушное
охлаждение, если они предназначаются для частых пусков в ход, или масляное
83
охлаждение. В последнем случае спирали помещаются в баке с маслом. Переключение
ступеней реостата, присоединенных к контактам, помещенным на доске из изоляционного
материала, производится при помощи ручки, скользящей по контактам.
Применяются также жидкостные пусковые реостаты, состоящие обычно из бака с
содовым раствором и пластин, опускаемых в бак. Пластины соединяются со щетками,
наложенными на контактные кольца.
Следует иметь в виду, что пусковые реостаты рассчитываются на
кратковременную нагрузку, и поэтому их ступени нельзя оставлять на долгое время под
током во избежание чрезмерного нагрева.
Иногда двигатели с контактными кольцами снабжаются приспособлением,
позволяющим замкнуть кольца накоротко, когда выведен весь реостат, и при этом поднять
щетки. Таким. образом, устраняются потери на трение щеток о кольца и электрические
потери в их переходных контактах. В последние годы от таких приспособлений
отказываются, так как их применение удорожает двигатель и усложняет уход за ним.
При пуске в ход двигателя с контактными кольцами нужно до включения
рубильника или масляного выключателя убедиться в том, что весь реостат введен в цепь
ротора. После включения надо пусковое сопротивление выводить постепенно, чтобы
стрелка амперметра, который должен быть включен в цепь статора, не отклонялась
дальше допустимого значения.
в) Короткозамкнутые двигатели.
Короткозамкнутые двигатели обычно пускаются в ход путем непосредственного
включения их в сеть. Такие двигатели выполняются, как отмечалось, с роторной обмоткой
в виде беличьей клетки.
Круглые пазы на роторе и соответствующие им круглые медные стержни в
настоящее время применяются только для малых машин, причем и для таких машин более
часто применяется алюминиевая клетка, полученная путем заливки пазов расплавленным
алюминием. В малых машинах сопротивление r2 получается относительно большим,
поэтому здесь и при круглых пазах создается достаточный момент Мнач. Что касается
начального пускового тока, то в случае малых машин он обычно не имеет большого
значения.
Для короткозамкнутых машин с алюминиевой обмоткой мощностью свыше 2  3
кВт пазам ротора придается форма, показанная на рис. 3-20,б, в и г, причем при больших
мощностях (> 20  30 кВт) применяются тем более глубокие пазы, чем больше мощность
машины.
При мощности свыше 120—150 кВт на роторе применяются узкие глубокие пазы (при
ширине паза 5—6 мм и глубине его до 50  55 мм). В них закладываются узкие высокие
медные стержни. Такой паз вместе с заложенным в него стержнем показан на рис. 3-61.
Здесь же приведена примерная картина поля пазового рассеяния.
Рис. 3-61. Глубокий паз с узким высоким стержнем и распределение плотности тока
по высоте стержня.
Применение глубоких пазов на роторе улучшает пусковые характеристики
короткозамкнутых двигателей, что вытекает из следующих рассуждений.
84
Представим себе, что стержень по высоте разделен на большое число слоев.
Нижние слои сцепляются с большим числом индукционных линий, чем верхние слои.
Поэтому их индуктивное сопротивление больше, чем верхних слоев. При большой частоте
тока /2 = sf1 (например, при s = 1) индуктивное сопротивление отдельных слоев
значительно больше их активного сопротивления, вследствие чего распределение тока по
слоям будет определяться в основном их индуктивными сопротивлениями.
На рис. 3-61 справа показано примерное распределение плотности тока  (имеется
в виду действующее значение тока) по сечению стержня при f2 = fi. Мы видим, что ток в
стержне вытесняется к открытию паза. Площадь сечения его используется не полностью.
Вследствие этого увеличивается активное сопротивление обмотки r2, что приводит к
повышению начального пускового момента. Начальный пусковой ток при этом
уменьшается, но сравнительно мало, так как из-за вытеснения тока в стержне несколько
уменьшается х . Уменьшение x2 s  2πsf 1 Lσ2 при больших скольжениях вызвано тем, что
2
площадь, через которую проходят трубки поля пазового рассеяния, становится меньше
(они в основном проходят, как показано на рис. 3-61, в верхней части паза); при этом
уменьшается магнитная проводимость для них и, следовательно, индуктивность рассеяния
Lσ2.
По мере возрастания частоты вращения частота f2 уменьшается и при номинальной
частоте вращения имеет небольшое значение. Ток при этом практически распределяется
равномерно по всему сечению стержня, так как его распределение теперь будет
определяться в основном активными сопротивлениями отдельных слоев, на которые мы
мысленно подразделили стержень. Следовательно, f2 автоматически уменьшится.
M
I
 f (n2 )
I
M
н
п
На рис. 3-62 представлены пусковые характеристики
и
для
короткозамкнутого двигателя с глубокими пазами на роторе (здесь вместо абсолютных
значений тока статора I и вращающего момента М взяты их отношения к номинальным
значениям Iн и Мн, что является более показательным).
Рис. 3-62. Пусковые характеристики короткозамкнутых двигателей.
1-с глубокими пазами, 2—с двойной клеткой.
M нач
I нач
 1,2  1,5
 4,5  6
M
I
н
н
Для таких двигателей обычно получают
при
.
При менее глубоких пазах, которые применяются при алюминиевой клетке для
двигателей небольшой и средней мощности (до 100 кВт) эти отношения составляют:
M нач
I нач
 1  1,4
 5,5  6,5
Mн
при I н
.
В последние годы для короткозамкнутых роторов применяются пазы в виде
представленных на рис. 3-63.
85
Рис. 3-63. Пазы короткозамкнутого ротора.
Здесь также получается увеличение r2 из-за вытеснения тока, но при меньшей
глубине паза, чем в случае глубоких пазов по рис. 3-61.
М.О. Доливо-Добровольский впервые применил для короткозамкнутых двигателей
двойную клетку на роторе (1893 г.). Применяемые при этом пазы показаны на рис. 3-64.
Рис. 3-64. Пазы ротора с двойной клеткой
В верхних пазах помещают стержни повышенного активного сопротивления, в
нижних пазах — стержни с относительно малым активным сопротивлением.
Индуктивное сопротивление нижних стержней получается в несколько раз больше
индуктивного сопротивления верхних стержней в соответствии с различием
потокосцеплений тех и других. Потокосцепление нижних стержней определяется главным
образом размерами прореза между верхней и нижней частями паза. Так как распределение
тока между стержнями при больших скольжениях зависит в основном от их индуктивных
сопротивлений, значительно превышающих их активные сопротивления, то ток
вытесняется в верхние стержни, образующие клетку, называемую пусковой
При малых скольжениях распределение тока будет зависеть в основном от
активных сопротивлений клеток. Ток при этом будет проходить главным образом по
нижней клетке, которая называется рабочей.
При пуске, когда ток проходит главным образом по верхним стержням, они сильно
нагреваются. Чтобы нагрев верхних стержней за время пуска не получился чрезмерным,
их выполняют из латуни или бронзы, чем достигается увеличение теплоемкости стержней
вследствие увеличения их веса при одновременном увеличении их активного
сопротивления (по сравнению с медными стержнями).
Неодинаковое нагревание верхних и нижних стержней при пуске приводит к
неодинаковому их удлинению. Поэтому для двигателей с большой длиной ротора
приходится применять отдельные короткозамыкающие кольца для верхних и нижних
стержней (рис 3-65; см также рис 3-126).
Рис 3-65. Ротор с двойной клеткой.
При выполнении двойной клетки из алюминия применяются пазы формы,
показанной на рис 3-64 справа. На торцах обе клетки в этом случае имеют общие
короткозамыкающие кольца.
Двигатели с двойной клеткой на роторе позволяют получить лучшие пусковые
характеристики (рис. 3-62), чем двигатели с глубокими пазами на роторе, что достигается
86
путем выбора надлежащих соотношений между параметрами верхней и нижней клеток.
Поэтому в случае необходимости иметь короткозамкнутый двигатель с повышенным
пусковым моментом при относительно небольшом пусковом токе его выполняют с
двойной клеткой на роторе.
Короткозамкнутые двигатели иногда пускаются для ограничения пускового тока
при пониженном напряжении. Для этой цели в цепь статора на время пуска включают
активное сопротивление, реактор или автотрансформатор (§ 4-8,д).
Применяется также пуск при переключении обмотки статора со звезды на
треугольник (рис. 3-66), если при данном напряжении сети она должна быть соединена в
треугольник.
Рис. 3-66. Схема пуска короткозамкнутого двигателя при переключении обмотки
статора со звезды на треугольник.
Во время пуска она соединяется звездой, а по окончании разбега переключается на
треугольник. Следовательно, напряжение, приходящееся на фазу при пуске, будет в
3 раз меньше, чем при работе.
При этом (если считать параметры двигателя постоянными) начальный пусковой
фазный ток уменьшается также в 3 раз, а линейный ток — в 3 раза (в действительности
вследствие уменьшения при больших токах x1 и x2, вызванного насыщением коронок
зубцов полями рассеяния, уменьшение тока получается больше чем в 3 раза).
При понижении напряжения, приложенного к обмотке статора, заметно
уменьшается начальный пусковой момент, пропорциональный квадрату первичного
напряжения. Поэтому пуск при пониженном напряжении применяется только в тех
случаях, где не требуется большой начальный момент (например, для электропривода к
вентилятору).
Многие мощные сети, имеющиеся на заводах и электрических станциях
Советского Союза, допускают непосредственное включение короткозамкнутых
двигателей больших мощностей (на сотни киловатт).
Благодаря сравнительно небольшой стоимости, простоте конструкции, большой
надежности в работе и удобству в обслуживании короткозамкнутые двигатели получили
значительно большее распространение, чем двигатели с контактными кольцами.
Короткозамкнутые двигатели мощностью примерно до 100—125 кВт обычно
выполняются со скошенными пазами ротора или статора (приблизительно на пазовое
деление статора). При этом уменьшаются «паразитные моменты», действующие на ротор
и статор машины. Они создаются высшими гармониками полей статора и ротора, в том
числе гармониками полей, обусловленными неравномерностью воздушного зазора из-за
наличия пазов. При неправильно выбранном числе пазов ротора «паразитные моменты»
могут вызвать заметное ослабление пускового момента и шум как при разбеге двигателя,
так и при его работе.
3-9. Регулирование скорости вращения
87
Асинхронные двигатели обычно применяются для электроприводов, которые
работают с постоянной частотой вращения. Но иногда они применяются для
регулируемых электроприводов. Рассмотрим возможные способы регулирования частоты
вращения.
1. На практике иногда для регулирования частоты вращения асинхронного
двигателя используется реостат в цепи ротора, имеющего обмотку, присоединенную к
контактным кольцам.
Увеличение активного сопротивления цепи ротора приводит к увеличению
скольжения и, следовательно, к уменьшению частоты вращения двигателя, что видно из
 
кривых M = f(s) при различных ( r2  rд ), представленных на рис. 3-60. Здесь при
M ст  const (соответствует работе электропривода с подъемным краном) точки

пересечения кривой M ст  f ( s) с указанными кривыми определяют скольжения при
 
различных значениях ( r2  rд ). Регулирование здесь возможно в широких пределах,
причем плавность регулирования, очевидно, зависит от числа ступеней реостата.
Указанный способ регулирования неэкономичен, так как он связан с
непроизводительной затратой энергии в реостате. Действительно, согласно (3-69)
получаем:
Pэ1  m1 I 2 2 (r2  rд )  sPэм  sω1 M
.
Отсюда видно, что увеличение скольжения s при М = const приводит к увеличению
электрических потерь в роторной цепи. Если, например, s увеличивается при М = const

вследствие введения в роторную цепь сопротивления rд от 0,02 до 0,5, что соответствует
уменьшению частоты вращения приблизительно вдвое, то почти половина мощности Рэм
непроизводительно теряется в реостате.
При регулировании частоты вращения двигателя при помощи реостата в цепи
ротора следует иметь в виду, что его механическая характеристика (рис. 3-67) может
получиться резко падающей, недопустимой, например, для электропривода к токарному
станку.
Рис. 3-67. Механические характеристики n2 = f (M) двигателя с контактными кольцами


при сопротивлении rд = 0 и при rд >0.
Для целей регулирования не следует применять пусковые реостаты, так как они
предназначаются для кратковременной нагрузки. Регулировочные реостаты должны иметь
большие размеры, чтобы получилась достаточная поверхность охлаждения для рассеяния
тепла, образующегося в реостате.
2. Частоту вращения асинхронного двигателя можно регулировать также путем
изменения напряжения U1 на зажимах статора. Однако такой способ регулирования при
малом сопротивлении роторной цепи позволяет изменять частоту вращения лишь в
небольших пределах, что следует из рис. 3-68, где сплошные кривые представляют собой
зависимости M = f(s)при различных напряжениях U1 и при rд = 0.
88
Рис. 3-68. Регулирование частоты вращения путем изменения напряжения U1.
Можно расширить пределы регулирования путем изменения U1, включив в

роторную цепь добавочное сопротивление rд (пунктирные кривые на рис. 3-68).
Изменение напряжения U1 производится при помощи регулировочных
трансформаторов, реактивных катушек с выдвижным сердечником, переменных активных
сопротивлений, включенных в цепь статора, а также при помощи магнитных усилителей.
3. В относительно редких случаях регулирование частоты вращения
осуществляется путем изменения частоты f1, тока, подводимого к двигателю. При этом
60 f 1
n1 
p , а следовательно, и ротора. Такой способ
изменяется частота вращения поля
регулирования требует наличия отдельного генератора переменного тока с регулируемым
первичным двигателем.
4. На практике применяется также способ ступенчатого изменения частоты
вращения путем изменения числа пар полюсов обмотки статора. Соответствующее
переключение обмотки производится сравнительно просто, если нужно увеличить или
уменьшить число пар полюсов вдвое. В этом случае каждая фаза обмотки статора делится
на две одинаковые части, которые можно включать последовательно или параллельно.
На рис. 3-69 показана принципиальная схема такой обмотки, из которой видно, что
при последовательном соединении обеих половин фазы получается число полюсов, в 2
раза большее, чем при параллельном.
Рис. 3-69. Изменение числа пар полюсов обмотки статора в отношении 2 : 1.
При обмотке статора, переключаемой на различные числа пар полюсов, как
правило, применяется короткозамкнутый ротор с беличьей клеткой. Если ротор
выполняется с контактными кольцами, то его обмотка также должна переключаться на те
же числа пар полюсов, что требует устройства большого количества контактных колец и
удорожает двигатель.
Для получения большего числа ступеней скорости на статоре помещают обычно
две обмотки, причем одна или каждая из них делается переключаемой на числа пар
полюсов в отношении 2 : 1. В этом случае можно получить три или четыре ступени
скорости, например:
3000 : 1500 : 1000
или
3000 : 1 500 : 1 000 : 500 об/мин.
Асинхронные двигатели с несколькими ступенями частоты вращения называются
многоскоростными. Они применяются в электроприводах к вентиляторам и
металлорежущим станкам, где позволяют упростить «коробку скоростей» или совсем от
89
нее освободиться. Достоинством многоскоростного двигателя при применении его,
например, для токарного станка является то, что при изменении момента нагрузки он
работает на каждой ступени частоты вращения при незначительном ее изменении, как и
обычный асинхронный двигатель.
Сказанное подтверждают механические характеристики n2 = f (M)
многоскоростного двигателя, приведенные на рис. 3-70.
Рис. 3-70. Механические характеристики n2 = f (M) многоскоростного двигателя для
двух ступеней скорости.
К недостаткам многоскоростных двигателей нужно отнести их увеличенные
размеры по сравнению с нормальными двигателями и вследствие этого более высокую
стоимость.
Другие способы регулирования частоты вращения асинхронного двигателя здесь
не рассматриваются, так как они редко применяются на практике.
3-10. Работа трехфазного двигателя при неноминальных
условиях
Условия работы двигателя могут отличаться от номинальных, т. е. от тех условий,
для которых он предназначен.
На практике напряжение на его зажимах часто отличается от номинального: U1
 U1н. Могут быть случаи, когда f1  f1н. Иногда к двигателю подводятся
несимметричные напряжения, если, например, нагрузка сети, к которой он приключен,
распределена по фазам неравномерно. Напряжения на зажимах двигателя могут быть
также несинусоидальными, если большую часть нагрузки сети составляют нелинейные
сопротивления, например, выпрямители. Поэтому исследование работы двигателя при
указанных неноминальных условиях имеет важное практическое значение.
Мы здесь рассмотрим также работу двигателя при неравных сопротивлениях фаз
его роторной обмотки, что может быть вызвано ухудшением переходных контактов
между кольцами и щетками или дефектами, допущенными при изготовлении
короткозамкнутой обмотки ротора (например, плохие контакты или разрывы между
стержнями и короткозамыкающими кольцами, пустоты в стержнях при заливке пазов
алюминием).
3-11. Переходные процессы в асинхронных машинах
Изменение режима работы асинхронной машины связано с переходными
процессами, которыми сопровождается переход от одного установившегося режима ее
работы к другому. Они характеризуются возникновением уравнительных токов и
магнитных полей, постепенно затухающих до нулевых значений.
Переходные процессы в асинхронной машине значительно сложнее, чем в
трансформаторе, так как одна из ее обмоток вращается относительно другой, при этом
уравнительные токи и поля создают переменные вращающие моменты, которые
воздействуют на ротор машины и вызывают изменение его частоты вращения. Они
обычно исследуются приближенно при ряде допущений.
90
Мы здесь ограничимся только качественным рассмотрением некоторых
переходных процессов в асинхронных машинах и приведем значения характеризующих
их токов и моментов.
Рассмотрим процессы при включении.
Обратимся сначала к короткозамкнутому двигателю. При его включении на
установившийся пусковой ток будет накладываться свободный ток, который приближенно
можно считать апериодическим, быстро затухающим до нуля. Свободный ток будет
наибольшим в одной из фаз обмотки статора. В момент включения при наиболее
неблагоприятном случае он равен амплитуде начального установившегося тока 2I нач .
Спустя приблизительно полпериода, он складывается с установившимся пусковым током.
Тогда максимальное мгновенное значение тока в фазе обмотки статора получается
примерно равным: iмакс  (1,7  2,5) I нач .
Так как у малых машин затухание свободного тока происходит значительно
быстрее из-за относительно больших активных сопротивлений обмоток, то для них iмакс
имеет меньшее значение.
При включении двигателей с контактными кольцами их обмотка ротора замкнута,
как правило, на большое пусковое сопротивление. Поэтому здесь не получается больших
бросков тока. Если же двигатель включается при разомкнутой обмотке ротора, то
возникают процессы, аналогичные процессам при включении трансформатора, имеющего
разомкнутую вторичную обмотку (§ 2-20,а). Магнитный поток, сцепляющийся с одной из
фаз обмотки статора, в самом неблагоприятном случае может быть равен, спустя
примерно полпериода после включения, 1,8 — 1,9 его номинального значения. При этом,
учитывая насыщение стальных участков магнитной цепи, получим наибольший
мгновенный ток в данной фазе, превышающий амплитуду номинального тока в 2 — 2,5
раза.
Следует также отметить, что после включения короткозамкнутого двигателя в нем
наряду с установившимся пусковым моментом возникают переменные переходные
моменты, которые, накладываясь на первый, могут значительно повысить
результирующий момент в начальный период пуска. Они возникают из-за наличия
уравнительных токов в обмотках и вызванных ими магнитных полей. Наибольший
результирующий момент получается, примерно, спустя (0,6  0,8) периода после
включения, и может быть больше установившегося начального момента в 3 — 4 раза.
Процессы при выключении двигателей также заслуживают внимания. В этом
случае магнитная энергия, запасенная главным образом в воздушном зазоре, после
быстрого отключения двигателя делается свободной и может вызвать в обмотках
повышенные напряжения. Если роторная обмотка при выключении двигателя разомкнута,
то магнитное поле быстро исчезает. Магнитная энергия переходит в тепловую в искровых
промежутках между расходящимися контактами выключателя. Вследствие быстрого
изменения потокосцеплений обмоток в них могут возникнуть опасные перенапряжения,
особенно в случае мощных двигателей. Поэтому не следует двигатель с контактными
кольцами выключать при разомкнутой обмотке ротора. Пусковой реостат, следовательно,
должен выполняться так, чтобы роторная цепь не могла быть разомкнутой. При
выключении короткозамкнутых двигателей магнитное поле исчезает относительно
медленно, так как оно будет поддерживаться наведенными им токами в роторной обмотке.
Перенапряжения здесь практически не возникают.
При коротком замыкании асинхронного двигателя также возникают переходные
процессы, при которых получаются большие токи в обмотках и большие вращающие
моменты. Здесь под коротким замыканием двигателя понимается случай, когда
произошло внезапное короткое замыкание в сети, от которой двигатель получает питание.
Наибольший мгновенный ток, получающийся в одной из фаз статора спустя
приблизительно полпериода после короткого замыкания, достигает значения, в 1,2 — 1,35
91
раза превышающего значение амплитуды установившегося начального пускового тока.
Возникающий при этом наибольший вращающий момент будет тормозящим, т. е.
направленным против вращения ротора. Он примерно равен 2,3 — 2,7 Мнач.
Приведенные значения вращающих моментов, действующих на ротор и статор в
начальные периоды переходных процессов, необходимо учитывать при конструировании
двигателей. Момент, действующий на вал двигателя, зависит от отношения внешнего
махового момента (GD2) рабочей машины к маховому моменту ротора двигателя. Он тем
больше, чем больше это отношение.
3-12. Мощность машины, ее потери, частота вращения и
размеры
Размеры машины, так же как и трансформатора, зависят от мощности
P  EI .
(3-244)
Для э.д.с. мы можем написать:
E  w  wBc Sc ,
(3-245)
где w — число витков фазы; Ф — магнитный поток; Вс — индукция в сечении
Sc какого-либо участка магнитной цепи.
Для тока можем написать:
I  s n ,
(3-246)
где  — плотность тока в проводнике, имеющем сечение sn.
Подставляя (3-245) и (3-246) в (3-244), получим:
P  Bc Sc wsn
(3-247)
или, обозначая общее сечение меди всех витков через Sм = wsn,
P  Bc S c S м .
(3-248)
Обратимся к ряду геометрически, подобных машин возрастающей мощности,
имеющих одинаковые индукции Вс и плотности тока . Под геометрически подобными
машинами понимаются машины, соответственные размеры которых находятся в одном и
том же отношении, так же как для геометрически подобных трансформаторов (§ 2-22).
Для таких машин получим те же соотношения между их мощностью, весом, стоимостью и
потерями, что и для трансформаторов [см (2-199), (2-200), (2-201)].
Нами рассматривался ряд геометрически подобных машин возрастающей
мощности при постоянной частоте их вращения п (об/мин); для них мы можем,
следовательно, принять, что вращающий момент М пропорционален мощности:
M  P  l4 .
(3-249)
Если рассматривать те же машины с различными частотами вращения, то их
мощность пропорциональна Мп, т. е.
P  Mn  l 4 n .
(3-250)
Последнее соотношение показывает, что при одинаковых геометрических размерах
и электромагнитных нагрузках Вс и  мощность машины пропорциональна частоте
вращения. Следовательно, машины имеют тем меньшие размеры и стоимость, чем больше
их частота вращения (в известных пределах, так как нужно считаться с механической
прочностью вращающихся частей машины).
Полученные соотношения на практике оправдываются лишь с некоторым
приближением. Для машин от них приходится еще больше отступать, чем для
трансформаторов. Однако они дают правильную общую ориентировку при определении
зависимости мощности и потерь машины от ее размеров и частоты вращения.
Связь между главными размерами электрической машины, ее мощностью,
частотой вращения и основными электромагнитными нагрузками может быть установлена
на основе приведенных далее соотношений.
92
Главными размерами электрической машины называются внутренний диаметр
статора D и его расчетная длина lδ = l1 - nвbв, где l1 — полная длина статора; nв — число
радиальных вентиляционных каналов; bв = 1 см — ширина канала. Основными
электромагнитными нагрузками являются: линейная нагрузка А и максимальная индукция
в воздушном зазоре Вδ.
Расчетная мощность машины, от которой зависят ее главные размеры, кВт,
Pн
P  m1 E1 I1н  10 3  m1k EU 1н I1н  10 3  k E
η н cos  н .
(3-251)
Если сюда подставить э.д.с., B, Е1 = 4,44f1k01w1Ф·10-3, заменив здесь f1, Гц, и Ф,
Мкс, на их значения:
pn
f1  1   α τl B
δ δ δ
60 ;
где полюсное деление, см,
πD
τ
2p ,
и учесть, что линейная нагрузка, А/см,
2m1 w1 I1н
πD
A=
то получим:
D 2 l δ n 5,6  1011

 CA
P
α δ k 01 ABδ
,
(3-252)
где α δ  0,67  0,72 — расчетный коэффициент полюсного перекрытия, А = 200
 450 A/см и Вδ = 6 500  8 200 Гс при Рн = 0,4  1 000 кВт (для двухполюсных машин А
надо уменьшить на 15  20%, а Bδ — на 10  15%); k01  0,96  0,90 — обмоточный
коэффициент.
Из (3-252) можно видеть, как зависят главные размеры машины от мощности,
частоты вращения и электромагнитных нагрузок А и Вδ. При определении Р' значения ηн и
cosφн вначале приходится выбирать в зависимости от мощности Рн и числа пар полюсов р
по данным выполненных машин (рис 3-119—3-122); kE = 0,97  0,92 соответственно при p
=1  6.
Рис. 3-119. Коэффициент полезного действия η трехфазных асинхронных двигателей
в зависимости от номинальной мощности Рн.
93
Рис. 3-120. Коэффициент полезного действия η трехфазных асинхронных двигателей
в зависимости от номинальной мощности Рн.
Рис. 3-121. Коэффициент мощности cos  трехфазных асинхронных двигателей в
зависимости от номинальной мощности Рн.
Рис. 3-122. Коэффициент мощности cos  трехфазных асинхронных двигателей в
зависимости от номинальной мощности Рн.
3-13.
Коэффициент
полезного
cosасинхронных двигателей
действия
и
Ранее рассматривались потери, возникающие в машине при ее работе. Приведем
здесь относительные значения этих потерь для наиболее часто применяемых на практике
нормальных асинхронных двигателей мощностью от 0,6 до 100 кВт при их номинальной
нагрузке (с повышением номинальной мощности они уменьшаются).
Электрические потери в обмотке статора, отнесенные к номинальной мощности
Pэ1
 100%
Pн
приближенно равны:

7 2,5% при 2p = 4 и 2p = 6;
7,5  2,5% при 2р = 8.
94
Электрические потери в обмотках ротора примерно такие же, как в обмотках
статора. В тех же пределах приблизительно колеблются значения скольжения s%.
Потери в стали статора Pс1 и потери от пульсаций поля в зубцах статора и ротора
Pс.д, вызванные наличием пазов на статоре и роторе, составляют:
Pc1  Pс.д
 100%  5  2,5%
Pн
.
Механические потери (потери на трение) Рмех зависят от частоты вращения и
диаметра ротора, примененной системы вентиляции, типа подшипников. Они составляют:
Pмех
 100%  1,5  0,8%
Pн
.
Добавочные потери Рдоб, возникающие при нагрузке, вызваны полями рассеяния и
не могут быть достаточно точно рассчитаны или определены опытным путем. Их
оценивают в 0,5% от подведенной к двигателю мощности P1н при номинальной нагрузке
на валу.
Однако, как показывает опыт, они в современных короткозамкнутых двигателях
при алюминиевой обмотке на роторе достигают 1  1.5% от Р1н.
Коэффициенты полезного действия современных двигателей достигают высоких
значений. Они соответствуют кривым, приведенным на рис. 3-119 и 3-120. Электрические
машины обычно рассчитываются таким образом, чтобы их к. п. д. был наибольшим при
номинальной мощности или близкой к ней. Важной величиной, характеризующей работу
двигателя, является его cos φ.
Размеры и стоимость генераторов электрических станций, трансформаторов,
электрических сетей и аппаратуры зависят от произведения mUI, а их использование — от
произведения mUIcos φ. Отсюда понятно, почему повышение cos φ представляет собой
задачу, имеющую большое народнохозяйственное значение. Прежде всего стремятся
повысить cos φ асинхронных двигателей, так как в электрических установках они
являются основными потребителями реактивного тока. Реактивный ток, потребляемый
двигателем, идет главным образом на создание основного магнитного поля. Он мало
отличается от тока холостого хода. Поэтому для улучшения cos φ двигателя нужно
уменьшить его ток холостого хода, что достигается путем уменьшения воздушного зазора
δ между статором и ротором. При этом снижается магнитное сопротивление для главного
потока Ф, и, следовательно, для его создания требуется меньший реактивный
(намагничивающий) ток. Однако при выборе δ приходится считаться с необходимостью
получить механически надежную машину, изготовление и установка которой не
вызывают больших затруднений. Вследствие этого для δ существует некоторое
минимальное значение, ниже которого не следует спускаться. Для машин различной
мощности δ = 0,2  1,5 мм (см. § 3-16, табл. 3-4).
При проектировании асинхронных двигателей большое внимание уделяется
вопросу получения высокого соs φ. В этом отношении заводы Советского Союза имеют
большие достижения: выпускаемые ими в настоящее время нормальные асинхронные
двигатели имеют высокие значения соs φ. На рисунках 3-121 и 3-122 приводятся значения
соs φ при номинальной мощности на валу. При меньших нагрузках соs φ снижается (рис.
3-54), так как при этом активная составляющая тока уменьшается, тогда как его
реактивная составляющая остается почти без изменения. Поэтому для электропривода
следует выбирать двигатель так, чтобы он работал по возможности с номинальной
нагрузкой.
3-14. Современные асинхронные машины
Конструкции и характеристики асинхронных двигателей, выпускаемых заводами
Советского Союза, вполне определяют современное состояние электромашиностроения в
данной области.
95
Ранее
отмечалось,
что
асинхронные
двигатели
являются
наиболее
распространенными электрическими машинами. В СССР годовой выпуск таких машин по
мощности составляет около 15 млн. кВт и в 1965 г. должен составить около 35 млн. кВт.
Поэтому их проектированию и изготовлению всегда уделялось и уделяется большое
внимание. Массовое изготовление машин требует особенно тщательной разработки их
конструкции и технологических методов производства. Большое значение при этом
получают вопросы унификации и нормализации деталей и целых конструктивных узлов,
их взаимозаменяемости. В связи с этим целесообразно создание серий машин, т. е. рядов
машин возрастающей мощности, объединенных общностью конструкции и
технологических методов производства и предназначенных для массового изготовления.
Задача проектирования и изготовления серий электрических машин может быть
правильно разрешена только в условиях планового социалистического хозяйства. Только
при таких условиях возможно создание единых серии электрических машин для всех
отечественных заводов, изготовление которых дает большие экономические выгоды и
вместе с тем обеспечивает их высокие эксплуатационные свойства.
Единые серии асинхронных двигателей, изготовляемых на заводах Советского
Союза, охватывают мощности от долей ватта до нескольких тысяч киловатт и различные
частоты вращения. Они строятся на номинальные напряжения 127, 220, 380, 500, 660,
3000, 6000 и 10000 В.
Основной серией трехфазных асинхронных двигателей массового применения
является серия А. (Выбор обозначения для серии маши (в данном случае А) совершенно
произволен. Так, например, серии асинхронных машин небольшой мощности,
выпускавшихся заводами Советского Союза примерно до 1950 г., имели обозначения АД,
МА и др.) В нее входят двигатели мощностью от 0,6 до 125 кВт. На базе серии А
разработаны различные модификации: двигатели с повышенным пусковым моментом, с
повышенной способностью к перегрузке по моменту, с повышенным скольжением, с
контактными кольцами и др. На рис. 3-123 представлен двигатель серии А.
Рис. 3-123. Двигатель серии А с фланцем для крепления.
Все двигатели этой серии выполняются с короткозамкнутой алюминиевой клеткой
на роторе. Общепринятой конструкцией для них является защищенная конструкция, при
которой исключается попадание в машину капель воды, падающих сверху или под углом
45° к горизонтали. Двигатели серии А имеют корпус и подшипниковые щиты,
выполненные из чугуна или при малых мощностях из алюминиевого сплава. В последнем
случае они обозначаются как серия АЛ.
На рис. 3-124 представлен двигатель серии АО. Двигатели этой серии имеют
закрытую конструкцию с обдувом внешней ребристой поверхности корпуса статора,
который осуществляется при помощи вентилятора. Последний помещен на валу двигателя
между внутренним щитом, закрывающим ротор двигателя, и внешним щитом с
отверстиями для прохода воздуха. Малые двигатели закрытой конструкции с обдувом
внешней поверхности корпуса статора делаются также с корпусом статора и щитами из
алюминия. Они входят в серию АОЛ. Заводами выпускаются также двигатели серии АК
— двигатели с контактными кольцами мощностью до 125 кВт (рис. 3-125).
96
Рис. 3-124. Двигатель серии АО.
Рис. 3-125. Двигатель серии АК (справа виден кожух, закрывающий контактные
кольца).
В настоящее время заводы Советского Союза начинают выпускать двигатели
мощностью от 0,4 до 125 кВт новых серий, которые обозначены А2 и АО2. Эти двигатели
по сравнению с двигателями серий А и АО легче по весу, имеют изоляцию статорных
обмоток более высоких классов.
Двигатели большой мощности (от 140 до 1 250 кВт) с фазным ротором (с
контактными кольцами) объединены в серию ФАМСО. Они изготовляются для
эксплуатации в угольной и нефтяной промышленности, для нужд электростанций и
других областей народного хозяйства. Эти двигатели имеют защищенную конструкцию с
самовентиляцией, как и большинство асинхронных двигателей. Подвод воздуха здесь
осуществляется через отверстия, расположенные в нижних частях подшипниковых щитов,
выход воздуха — через боковые закрытые жалюзи отверстия с обеих сторон корпуса
статора.
На те же мощности строятся короткозамкнутые двигатели с двойной клеткой или
бутылочными пазами на роторе, объединенные в серию ДАМСО (рис. 3-126), а также с
глубокими пазами на роторе серии ГАМ. Они находят себе применение в тех же случаях,
что и двигатели ФАМСО. Двигатели предназначены для работы в тяжелых условиях:
прямой пуск при полном напряжении, реверсирование, торможение (на рис. 3-127
представлен продольный разрез одного из современных двигателей с контактными
кольцами).
В СССР разработаны также двигатели на мощности от 125 до 1000 кВт, которые
объединены в новые серии А и АК. Многие типы этих двигателей уже выпускаются
заводами взамен двигателей ДАМСО, ГАМ и ФАМСО.
Отечественными заводами выпускаются тихоходные двигатели большой мощности
(на тысячи киловатт) для нужд угольной, металлургической и других отраслей
промышленности, а также быстроходные двигатели при синхронной частоте вращения
3000, 1500 об/мин на мощности в несколько тысяч киловатт, которые предназначаются
для мощных вентиляторов.
Большое количество асинхронных двигателей особой конструкции выпускается
для текстильной, деревообрабатывающей и станкостроительной промышленности. Они
97
часто имеют специальные характеристики: большой начальный пусковой момент,
повышенную способность к перегрузке по моменту, повышенное скольжение.
В последние годы созданы отдельные типы небольших двигателей на очень
большие частоты вращения. Такие двигатели получают питание от высокочастотных
генераторов переменного тока. Статор их выполняется с обычной трехфазной обмоткой,
ротор — в виде цельного стального цилиндра, причем для него берется сталь весьма
высокого качества, так как даже при малом диаметре ротора его окружная скорость
достигает 200 — 250 м/сек. Вращающий момент двигателя создается в результате
взаимодействия вращающегося поля и токов, наведенных им в стали ротора. Эти токи
вытесняются к внешней поверхности ротора и протекают в тонком поверхностном слое
его, вследствие чего индуктивное сопротивление рассеяния контуров токов ротора имеет
малое значение. Вытеснение токов обусловлено их большой частотой: например, при f =
2000 Гц и s = 0,08 получим: f2 = sf1 = 160 Гц. При f1 = 2000 Гц и s = 0,08 двухполюсный
двигатель будет вращаться с частотой 110 400 об/мин. Указанные двигатели применяются
при тонкой шлифовке металлических изделий и для других целей.
Рис. 3-126. Короткозамкнутый двигатель с двойной клеткой на роторе серии ДАМСО.
Рис. 3-127. Трехфазный асинхронный двигатель с контактными кольцами.
98
99
Глава 4. Синхронные машины
4-1. Общие сведения
Генераторы переменного тока, работающие на электрических станциях, в большинстве
случаев являются синхронными машинами. Эти машины применяются также в качестве
двигателей. Наибольшее распространение получили трехфазные генераторы и двигатели.
Синхронная машина в обычном исполнении состоит из неподвижной части — статора,
в пазах которого помещается трехфазная обмотка, и вращающейся части — ротора с
электромагнитами, к обмотке которых подводится постоянный ток при помощи
контактных колец и наложенных на них щеток (рис. 4-1).
Рис. 4-1. Явнополюсная синхронная машина (2p = 8).
Статор синхронной машины ничем не отличается от статора асинхронной машины.
Ротор её выполняется или явнополюсным (с выступающими полюсами, рис. 4-1), или
неявнополюсным (цилиндрический ротор, рис. 4-2).
Рис. 4-2. Неявнополюсная синхронная машина (2p = 2).
В зависимости от рода первичного двигателя, которым приводится во вращение
синхронный генератор, применяются названия: паротурбинный генератор или
сокращенно турбогенератор (первичный двигатель — паровая турбина), гидротурбинный
генератор или сокращенно гидрогенератор (первичный двигатель — гидравлическая
турбина) и дизель-генератор (первичный двигатель — дизель).
Турбогенераторы — быстроходные неявнополюсные машины (рис. 4-2), выполняемые
в настоящее время, как правило, с двумя полюсами. Турбогенератор вместе с паровой
турбиной, с которой он механически соединяется называется турбоагрегатом (рис. 4-3).
100
Рис. 4-3. Общий вид турбоагрегата.
1-турбогенератор; 2 —паровая турбина. 3 — возбудитель.
Гидрогенераторы — в обычных случаях тихоходные явнополюсные машины (рис. 41), выполняемые с большим числом полюсов и с вертикальным валом (рис. 4-4).
Рис. 4-4. Общий вид гидроагрегата.
Дизель-генераторы представляют собой в большинстве случаев машины с
горизонтальным валом.
Синхронные машины небольшой мощности иногда выполняются с неподвижными
электромагнитами, помещенными на статоре, и обмоткой переменного тока, заложенной в
101
пазы ротора, изготовленного из листовой электротехнической стали; в этом случае
обмотка переменного тока соединяется с внешней цепью через контактные кольца и
щетки (рис. 4-5).
Рис. 4-5. Синхронная машина с неподвижными электромагнитами.
Ту часть синхронной машины, в обмотке которой наводится э.д.с., принято называть
якорем. Электромагниты (полюсы) вместе с замыкающим их ярмом образуют полюсную
систему; ее иногда называют индуктором.
В синхронных машинах обычной конструкции статор служит якорем, ротор —
полюсной системой.
Основные преимущества конструкции с вращающимися полюсами заключаются в том,
что здесь возможно осуществить более надежную изоляцию обмотки неподвижного
якоря, более просто, без скользящих контактов соединить ее с сетью переменного тока.
Указанные преимущества особенно существенны для синхронных машин на большие
мощности и высокие напряжения.
Устройство скользящих контактов для подвода постоянного тока в обмотке
электромагнитов, называемой обмоткой возбуждения, не представляет затруднений, так
как мощность, подводимая к этой обмотке, составляет небольшую долю [(0,3  2)%]
номинальной мощности машины.
Кроме того, нужно отметить, что в современных мощных турбогенераторах,
работающих с частотой вращения 3000 об/мин, окружная частота ротора достигает 180
 185 м/сек; при такой частоте не представлялось бы возможным выполнить
вращающийся якорь, собранный из тонких листов, механически достаточно прочным.
Ротор современного турбогенератора выполняется из цельной стальной поковки (рис.
4-6), причем берется сталь весьма высокого качества.
Рис. 4-6. Общий вид неявнополюсного ротора турбогенератора. По бокам ротора
расположены вентиляторы.
Катушки обмотки возбуждения закладываются в пазы, выфрезерованные на внешней
поверхности ротора, и закрепляются в пазах прочными металлическими клиньями.
Лобовые части обмотки возбуждения закрываются кольцевыми бандажами,
выполненными из особо прочной стали.
Ток для питания обмотки возбуждения синхронная машина получает обычно от
небольшого генератора постоянного тока, помешенного на общем валу с ней или
механически с ней соединенного. Такой генератор называется возбудителем. В случае
мощного турбогенератора вал возбудителя с валом турбо генератора соединяется при
помощи полуэластичной муфты.
102
Схема соединений возбудителя с обмоткой возбуждения синхронной машины
показана на рис. 4-7.
Рис. 4-7. Схема возбуждения синхронной машины.
В качестве возбудителя в большинстве случаев служит генератор постоянного тока с
параллельным возбуждением (см. § 5-9,в). В последние годы для получения постоянного
тока, необходимого для возбуждения синхронной машины, используются также
различные выпрямители — ртутные, полупроводниковые и механические.
Частота тока, наведенного в обмотке якоря, определяется частотой вращения п,
pn
f 
60 Гц. Таким образом, для получения
об/мин, и числом пар полюсов р ротора:
стандартной частоты f = 50 Гц нужно, например, при 2р = 2 иметь частоту вращения п =
3000 об/мин (с такой частотой работают почти все современные турбогенераторы), при 2р
= 72 п = = 83,3 об/мин (с такой частотой работают днепровские гидрогенераторы).
Синхронные двигатели, как правило, выполняются в виде явнополюсных машин
обычно на мощности от 100 кВт и выше и на самые различные частоты вращения. Они
обладают рядом преимуществ по сравнению с асинхронными двигателями, особенно при
большой мощности и низкой частоте вращения, так как могут работать с соs φ = 1 или с
опережающим током, улучшая в последнем случае соs φ = 1 всей электроустановки.
Наряду с синхронными генераторами и двигателями применяются также синхронные
компенсаторы. Они представляют собой синхронные двигатели, работающие вхолостую
(без нагрузки на валу) и позволяющие в широких пределах изменять потребляемый ими
реактивный ток. Последнее достигается, как будет показано, путем изменения тока
возбуждения синхронных компенсаторов, которые в большинстве случаев работают,
потребляя опережающий реактивный ток, т. е. как конденсаторы. Они служат для
компенсации сдвига фаз тока и напряжения (для улучшения соsφ) или для регулирования
напряжения, например в конце линии электропередачи.
Режим работы синхронной машины, для которого она предназначена, характеризуется
указанными на ее щитке номинальными величинами. На щитке синхронной машины
указываются: 1) для какого режима работы машина предназначается (генератор, двигатель
или компенсатор); 2) мощность (для генератора — кажущаяся мощность в В·А или кВ·А,
а также — активная мощность в Вт или кВт; для двигателя — мощность на валу в Вт или
кВт; для компенсатора— реактивная мощность при опережающем токе в В·А или кВ·А);
3) линейный ток в А; 4) линейное напряжение в В или кВ; 5) соsφ; 6) число фаз; 7)
соединение обмотки статора (звезда или треугольник); 8) частота тока в Гц; 9) частота
вращения ротора в об/мин; 10) напряжение возбуждения; 11) наибольший допустимый ток
возбуждения в А (за номинальный ток возбуждения принимается ток, соответствующий
номинальному режиму работы).
Следует отметить, что если для трансформатора допустимая нагрузка вполне
определяется кажущейся мощностью в кВ·А, то для синхронного генератора отдаваемая
103
им мощность в киловольт-амперах не вполне определяет его допустимую нагрузку.
Необходимо указать также допустимый соsφ нагрузки генератора при отстающем токе.
Последнее объясняется тем, что при работе генератора с отстающим током
размагничивающее действие этого тока на основное поле будет тем больше, чем ниже
соsφ, а потому, чем ниже соsφ, тем больший ток возбуждения требуется для поддержания
на зажимах генератора номинального напряжения.
Мы вначале будем рассматривать работу синхронной машины в режиме генератора.
При этом будем иметь в виду, что синхронная машина (как любая другая электрическая
машина) обратима и что основные электромагнитные процессы в ней одинаковы
независимо от того, работает ли она в режиме генератора или двигателя.
Различие между тем и другим режимами заключается в том, что в генераторе сдвиг
между э.д.с. обмотки якоря и ее током меньше 90°, а в двигателе тот же сдвиг больше 90°.
Вследствие этого электромагнитный момент, действующий на ротор, в генераторе
направлен против вращения, а в двигателе в сторону вращения.
4-2. Холостой ход
Под холостым ходом генератора понимается такой режим его работы, при котором ток
в обмотке якоря (статора) равен нулю. Следовательно, магнитное поле в синхронном
генераторе при холостом ходе создается только н.с. обмотки возбуждения. Мы можем
принять, что оно состоит из двух полей: основного поля, магнитные линии которого
проходят через воздушный зазор и сцепляются с обмоткой статора, и поля рассеяния
полюсов, магнитные линии которого сцепляются только с обмоткой возбуждения.
Основному полю соответствует поток в воздушном зазоре Ф, который при вращении
полюсов будет наводить в обмотке якоря э.д.с. Важно, особенно для машин большой
мощности, чтобы кривая этой э.д.с. была возможно ближе к синусоиде.
По ГОСТ 183-55 проверка синусоидальности кривой делается для линейного
напряжения при холостом ходе и при рабочем соединении обмотки якоря. Критерием для
оценки кривой напряжения служит коэффициент искажения синусоидальности кривой,
под которым понимается выраженное в процентах отношение корня квадратного из
суммы квадратов амплитуд трех наибольших. гармонических составляющих данной
периодической кривой к амплитуде ее основной гармонической. При номинальном
напряжении он не должен превышать 5% для генераторов мощностью свыше 1000 кВ·А и
10% для генераторов мощностью от 10 до 1000 кВ·А. В отдельных специальных случаях
требования в отношении приближения кривой напряжения к синусоидальной могут быть
еще более повышены согласно особым условиям, установленным между заказчиком и
поставщиком машины.
Для получения кривой э.д.с., близкой к синусоиде, прежде всего необходимо, чтобы
кривая поля машины была по возможности синусоидальной. В явнополюсной машине, как
указывалось, этого добиваются, придавая надлежащую форму очертанию полюсного
наконечника (той части полюса, которая обращена к якорю). В неявнополюсных машинах
на роторе выбирается такое соотношение между частью его окружности, не имеющей
пазов, и частью окружности с пазами, чтобы в кривой поля снизились амплитуды
наиболее резко выраженных высших гармоник.
Кроме того, обмотка якоря выполняется с укороченным шагом, что в значительной
степени способствует улучшению формы кривой наведенной э.д.с. (см. § 3-3,е). В
неявнополюсных машинах (турбогенераторы) тому же самому способствует выбор
большого числа пазов на полюс и фазу (q = 6  12).
В тихоходных явнополюсных машинах (например, гидрогенераторы с вертикальным
валом) при большом числе полюсов полюсное деление τ получается недостаточным для
размещения на нем большого числа пазов, а потому приходится для таких машин часто
брать q < 3. В этом случае при открытых пазах на якоре и при q, равном целому числу, в
кривой э.д.с. фазы могут иметь место так называемые зубцовые гармоники с относительно
104
большими амплитудами. Они в основном возни кают из-за поперечных колебаний поля в
воздушном зазоре, обусловленных зубчатостью якоря. Такие колебания поля вправо и
Zn
fz 
60 , так как при
влево относительно оси полюсов (рис. 4-8) происходят с частотой
перемещении ротора на одно пазовое деление якоря tс получается полный период
колебания.
Рис. 4-8. Картина поперечных колебаний поля в воздушном зазоре.
Соответственно этим колебаниям поля будет изменяться потокосцепление фазы, и,
следовательно, в ней будет наводиться э.д.с той же частоты fг (кроме э.д.с. от первой и
высших гармоник основного поля). Поэтому кривая э.д.с. получает вид, представленный
на рис. 4-9.
Рис. 4-9. Осциллограмма э.д.с. синхронной машины при наличии зубцовых гармоник
Зубцовые гармоники в кривой э.д.с. больших машин, особенно в тех случаях, когда
они работают на длинные линии электропередачи, должны быть сведены по возможности
до ничтожных значений. Они нежелательны потому, что могут вызвать перенапряжения
резонансного характера и создать мешающие шумы в линиях связи, расположенных
вблизи и вдоль линий электропередачи.
Амплитуды зубцовых гармоник не изменяются при укорочении шага, так как
укорочение шага мы можем сделать только на целое число пазовых делений Поэтому
приходится применять другие способы их уменьшения Достаточно эффективным
способом, главным образом и применяемым в настоящее время для мощных
явнополюсных машин, является выполнение обмотки с дробным числом пазов на полюс и
фазу. В этом случае катушечные группы, составляющие фазу обмотки, состоят из
различных чисел катушек; поэтому зубцовые гармоники э.д.с., наведенные в них,
оказываются сдвинутыми по фазе на большой угол, близкий к 180o, что и приводит к
уменьшению их амплитуды.
Практически мы можем считать, что изменение во времени потокосцеплений обмотки
статора получается близким к синусоидальному. Поэтому мы можем поток Ф и
наведенную им э.д.с., так же как для трансформатора, изобразить временными векторами.
105
При наличии на статоре трехфазной обмотки в ее фазах будут наводиться э.д.с.,
сдвинутые по фазе на 120°. Значение фазной э.д.с. может быть рассчитано по такой же
формуле, как и для асинхронной машины (см. § 3-3):
E  4,44 fwk0 .
(4-1)
Большое значение при исследовании синхронной машины имеет характеристика
холостого хода. Она представляет собой зависимость э.д.с. E0, наведенной в обмотке
якоря при холостом ходе, от тока Iв (или от н.с. Fв) обмотки возбуждения при постоянной
номинальной частоте вращения, n = const (рис. 4-10).
Рис. 4-10. Характеристика холостого хода, E0 = f(Iв) при п = const.
Так как при п = const (следовательно, f = const) э.д.с. Е0 согласно (4-1)
пропорциональна Ф, то та же кривая в другом масштабе представляет собой магнитную
характеристику, Ф = f(Fв).
Характеристика холостого хода может быть получена путем расчета магнитной цепи
машины для различных значений потока Ф и, следовательно, э.д.с. E0. Магнитная цепь
машины состоит из пяти участков: воздушного зазора, зубцового слоя статора, его ярма,
полюсов (зубцового слоя ротора для неявнополюсных машин) и ярма ротора (рис. 4-11).
Рис. 4-11. Магнитная цепь явнополюсной синхронной машины.
Зная сечения этих участков, определяем индукции B в них. Затем по кривым
намагничивания для данных сортов стали находим соответствующие напряженности поля
H. Умножив Н на длины участков, получим магнитные напряжения, сумма которых
определяет н.с. обмотки возбуждения. Наибольшее магнитное напряжение здесь
приходится на воздушный зазор: оно составляет 86  92% от н.с. обмотки возбуждения
при E0 = Uн.
Характеристика холостого хода может быть также получена опытным путем. Для
этого нужно при номинальной частоте вращения синхронной машины, приводимой во
вращение каким-нибудь первичным двигателем, изменять ток возбуждения Iв от нуля до
некоторого максимума и затем от данного максимума опять до нуля. Измеренная при этом
зависимость э.д.с. E0 от тока возбуждения Iв изобразится двумя ветвями характеристики:
восходящей и нисходящей. Вторая пойдет несколько выше первой. Однако расхождение
между ними, обусловленное гистерезисом в полюсах и ярме ротора, невелико; можно за
истинную характеристику холостого хода считать кривую, проведенную посередине
между ее ветвями.
Синхронные машины часто включаются на параллельную работу. При такой работе не
должны возникать уравнительные токи между машинами из-за различия форм кривых их
106
э.д.с. e = f(t). Это условие наряду с другими вызвало необходимость стандартизовать
кривую e = f(t) и выбрать в качестве стандартной синусоиду. При синусоидальных э.д.с.
токи также будут практически синусоидальными. В этом случае значительно улучшаются
условия работы машин, аппаратов, сетей, так как уменьшаются потери, вызванные
магнитными полями токов, становится меньше опасность возникновения перенапряжений
резонансного характера, ослабляется вредное воздействие линий электропередачи на
линии связи.
4-3. Трехфазный синхронный генератор. Симметричная
нагрузка
Рассмотрим здесь работу трехфазного синхронного генератора при симметричной
нагрузке, когда векторы фазных токов равны по величине и сдвинуты по фазе на 120°.
При этом будем иметь в виду одиночную работу генератора, когда он работает на свою
собственную сеть независимо от других синхронных машин.
4-3.1. Реакция якоря
Токи в обмотке якоря создают н.с., которая будет вращаться относительно якоря в ту
же сторону и с такой же частотой, что и н.с. обмотки возбуждения. Действительно,
60 f
pn
nя 
f  п
p , а частота тока якоря
60 , где пп — частота
частота вращения н.с. якоря
вращения
полюсов; отсюда, подставляя в первое равенство значение f из второго равенства,
найдем, что nя = пп; направление вращения н.с. якоря зависит от порядка чередования фаз
его обмотки (например А — В — C), а этот порядок чередования определяется
направлением вращения полюсов.
Таким образом, н.с. якоря и н.с. обмотки возбуждения неподвижны одна относительно
другой. Поле машины при нагрузке будет создаваться совместным действием обеих н.с.
Оно будет отличаться от поля при холостом ходе.
Воздействие н.с. якоря на поле машины называется реакцией якоря.
Вначале будем рассматривать реакцию якоря, имея в виду качественную сторону этого
явления. Количественный учет реакции якоря, так же как и внутренних падений
напряжения в обмотке якоря, производится при помощи векторных диаграмм, которые
будут рассмотрены в дальнейшем.
Синхронный генератор может работать с отстающим или опережающим током по


E
отношению к э.д.с. 0 , наведенной потоком полюсов 0 , или с током, совпадающим по
E
фазе с э.д.с. 0 .
Рассмотрим реакцию якоря при токе, совпадающем по фазе с э.д.с. На рис. 4-12,а1


E
изображены векторы тока I , э.д.с. 0 и потока полюсов 0 .
107
Рис. 4-12. Реакция якоря.
π
π
а — при ψ = 0; б — при ψ = 2 ; в — при ψ = - 2 .
E
Угол между I и 0 , который будем обозначать через ψ, равен нулю. Здесь под э.д.с.
E 0
понимается та э.д.с., которая наводится в обмотке якоря потоком полюсов


0
(потоком воздушного зазора) при холостом ходе. На рис. 4-12,а2 показаны полюсы
машины и ее статор с одной фазой, причем фаза здесь заменена одной катушкой.
Приданном положении фазы относительно полюсов наведенная в ней э.д.с. будет
максимальной, так как поток полюсов, пронизывающий катушку в рассматриваемый
момент времени, проходит через нулевое значение. Ток в фазе при  = 0 будет также
максимальным. Ранее из рассмотрения созданной трехфазной обмоткой вращающейся н.с.
было установлено, что ее ось (ее амплитуда) совпадает с осью той фазы, ток которой
имеет максимальное значение (см § 3-4,б). Следовательно, ось н.с. совпадает с осью
катушки, показанной на рис. 4-12,а2.
На этом рисунке показаны индукционные линии поля, созданного обмоткой якоря. Их
направление найдено по правилу буравчика в соответствии с направлением наведенного
тока, которое определено по правилу правой руки. На рис. 4-12,а2 видно, что поле якоря
по отношению к оси полюсов является поперечным. Намагничивающая сила якоря будет
ослаблять поле на набегающей половине полюса и усиливать его на сбегающей половине
полюса.
E
Рассмотрим реакцию якоря при токе I , отстающем на 90° от э.д.с. 0 (рис. 4-12,б1).
108
Рис. 4-12. Реакция якоря.
π
π
а — при ψ = 0; б — при ψ = 2 ; в — при ψ = - 2 .
На рис. 4-12, б2 показано положение катушки (фазы) относительно полюсов для
момента времени, когда ток катушки имеет максимальное значение. Ток катушки
достигает максимального значения на четверть периода позднее, чем э.д.с., т. е. после того
как полюсы сдвинутся вправо на половину полюсного деления относительно того
положения, при котором э.д.с. имеет максимальное значение. В рассматриваемом случае,
как видно из рис. 4-12, б2, ось катушки совпадает с осью полюсов; следовательно, здесь
н.с. и поле якоря будут продольными (действующими по оси полюсов).
Намагничивающая сила якоря будет ослаблять поле, т. е. действовать размагничивающим
образом.
E
Рассмотрим реакцию якоря при токе I , опережающем э.д.с. 0 на 90° (рис. 4-12,в1).
Здесь ток будет иметь максимальное значение на четверть периода ранее, чем э.д.с., т е. в
катушке он будет максимальным тогда, как полюсы расположатся относительно катушки
так, как показано на рис. 4-12,в2. Направление тока будет, очевидно, такое же, как и
направление э.д.с., спустя четверть периода. На рис. 4-12,в2 видно, что н.с. якоря в этом
случае будет также продольной (действующей по оси полюсов). Но она будет усиливать
поле машины, т. е. будет действовать намагничивающим образом.
В общем случае, когда угол сдвига тока относительно э.д.с. больше нуля, но меньше
по абсолютному значению 90°, ток можно разложить на две составляющие Isin и Icos
(рис. 4-13,a1 и б1) и рассматривать отдельно действие н.с., создаваемых каждой из этих
составляющих (Fd и Fq на рис. 4-13,а2 и б2, где Fa — н.с. якоря; ее ось совпадает с осью
фазы, имеющей максимальный ток Iм).
109
Рис. 4-13. Реакция якоря при 90°.
а1, а2 — при отстающем токе (>0), б1, б2 — при опережающем токе (<0) (Fd —
продольная н.с. якоря; Fq —поперечная н.с. якоря).
Таким образом, приходим к следующим выводам: в генераторе при отстающем токе
реакция якоря будет размагничивающей, а при опережающем токе — намагничивающей.
Рассмотрев реакцию якоря с качественной стороны, вначале выясним, какие поля
будут иметь место в машине при ее нагрузке и что собой представляют внутренние
падения напряжения в обмотке якоря. После этого перейдем к рассмотрению векторных
диаграмм.
При холостом ходе поле в машине создается, как уже отмечалось, только обмоткой
возбуждения. Большая часть индукционных линий этого поля проходит по главной
магнитной цепи машины (воздушный зазор, зубцовый слой и ярмо статора, полюсы и
ярмо ротора). Эту часть поля можно по аналогии с трансформатором назвать основным
полем или полем взаимной, индукции. Ему соответствует поток в воздушном зазоре или
поток полюсов Ф0. Поток полюсов и наведенную им э.д.с. мы изобразили временными
векторами Ф0 и Е0 (рис. 4-12, а1, б1, в1).
Аналогию между трансформатором и синхронной машиной можно распространить и
на работу машины с нагрузкой, так как в этом случае поле будет создаваться совместным
действием н.с. обмоток возбуждения и якоря. Обе эти н.с. и создаваемое ими поле,
неизменные во времени, но вращающиеся в пространстве, будут эквивалентны
соответствующим н.с. и полю, переменным во времени, но неподвижным относительно
обмотки якоря. Поэтому можно считать, что пространственный сдвиг между осями н.с.,
равный углу 90° + ψ (рис. 4-13), соответствует такому же сдвигу по фазе (во времени) этих
н.с.
Синхронная машина, работающая с постоянным током возбуждения, аналогична
трансформатору последовательного включения (трансформатору тока), работающему с
постоянным первичным током.
4-3.2. Активное и индуктивное сопротивления обмотки
якоря
а) Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки якоря.
Понятие индуктивного сопротивления рассеяния как некоторого параметра обмотки
якоря синхронной машины аналогично тому же самому понятию в применении к обмотке
статора асинхронной машины.
Поле рассеяния якоря можно представить себе сцепленным только с обмоткой якоря и
не зависящим от других полей машины. Магнитные линии этого поля проходят между
стенками пазов, между коронками зубцов статора и вокруг лобовых частей его обмотки.
Можно считать, что потокосцепление рассеяния определяется только магнитной
проводимостью тех воздушных промежутков, по которым проходят магнитные линии
поля рассеяния. Поэтому можно принять, что между током якоря I и потокосцеплением
110
рассеяния, а следовательно, и наведенной им э.д.с. Еσ существует пропорциональная
зависимость:
E σ   jIxσ
, (4-2)
где Еσ — э.д.с. рассеяния;
хσ — индуктивное сопротивление рассеяния якоря, значение которого можно считать
постоянным.
б) Активное сопротивление обмотки якоря.
Активное сопротивление обмотки якоря rа больше ее сопротивления r постоянному
току, что обусловлено вихревыми токами, которые наводятся полем рассеяния обмотки
якоря. Увеличение rа по сравнению с r обычно составляет небольшую величину для
современных больших машин, где главным образом и приходится с ним считаться. Для
таких машин, например турбогенераторов, принимается ряд мер для уменьшения потерь,
вызванных полем рассеяния. Наиболее эффективной мерой нужно считать выполнение
обмотки статора из транспонированных стержней, т. е. из стержней, состоящих из
некоторого числа элементарных проводников, особым образом скрученных друг с другом,
вследствие чего э.д.с., наведенные в них пазовым полем рассеяния, практически равны
между собой. Так как эти элементарные проводники изолированы друг относительно
друга, то внутри стержней не возникает вихревых токов и ток распределяется практически
равномерно по всем элементарным проводникам. Активное сопротивление обмотки якоря
невелико, и обусловленное им активное падение напряжения составляет, например, для
больших машин меньше 0,5% от номинального напряжения.
4-3.3. Применение системы относительных единиц в
теории синхронных машин
Система относительных единиц или долевых значений в настоящее время широко
применяется при всякого рода практических расчетах, связанных с исследованием
синхронных машин. К ее основным преимуществам нужно отнести то, что она облегчает
расчеты, так как здесь при вычислениях приходится иметь дело с величинами, близкими к
единице, а также то, что результаты расчетов в системе относительных единиц для машин
различных типов и различной мощности мало отличаются друг от друга и поэтому легко
позволяют производить сравнение машин.
При этой системе величины, характеризующие режим работы машины, и ее параметры
выражаются не в вольтах, амперах, киловольт-амперах, омах и т. д., а в долях
соответствующих величин и параметров, принятых за единицу.
В качестве базисных величин, значения которых условно принимаются за единицу,
обычно выбираются номинальные величины. Так, например, ток в относительных
I
U
P
M
единицах равен I н , напряжение — U н , мощность — Pн , вращающий момент — M н и т.
д.
Для параметров машины, т. е. для ее активных и индуктивных сопротивлений, за
Uн
единицу сопротивления принимается величина I н ; поэтому, обозначая долевые значения
параметров теми же буквами, но со звездочкой, получим для активного сопротивления
x I
rI
ra*  a н
x*   н
U н , для индуктивного сопротивления рассеяния
U н и т. д.
Если помножить долевые значения параметров на 100, то получаются их процентные
значения:
rI
ra %  a н 100%;
Uн
111
x I н
 100%.
Uн
Долевое значение индуктивного сопротивления реакции якоря по продольной оси
машины может быть выражено следующим образом:
x I sin 
Ead
*
xad
 ad н 

.
U н sin  U н sin 
Так как для ненасыщенной машины
Ead  cFad  ckd Fa sin 
и в соответствии с прямолинейной характеристикой холостого хода
U н  cF ,
x % 
где с — коэффициент пропорциональности; F — магнитное напряжение воздушного
зазора, то получим, [д. e.]:
k F
*
xad
 d a.
F
(4-27)
wk0
p , магнитного
Если учесть формулы для н.с. m-фазной обмотки
2mwIн
A
D [А/см],
напряжения воздушного зазора F  0,8B k , линейной нагрузки
D

2 p , то соотношение (4-27) можно переписать в следующем виде:
полюсного деления
Fa  0,45mI
*
xad
 0,563
k d k0  A
  .
k  B
(4-28)
x*
Соотношением (4-28) устанавливается зависимость ad от геометрических размеров 
и  и от электромагнитных нагрузок A и B.
x*
Для изменения ad обычно приходится изменять воздушный зазор , так как
остальные величины для нормальных машин могут быть изменены лишь в небольших
пределах.
Аналогичным образом найдем выражение для индуктивного сопротивления реакции
якоря по поперечной оси:
x I
Eaq
*
xaq
 aq н 
.
Uн
U н cos 
Учитывая, что Eaq = cFaq = ckqFacos, получим, [д. е.]:
k F
*
xaq
 q a.
F
(4-29)
Из (4-27) и (4-29) следует, [д. е.]:
k *
*
xaq
 q xad
.
kd
(4-30)
Долевые значения отдельных параметров, обычные для современных синхронных
машин, приведены в следующей таблице:
Таблица 4-1
Типы машин
Параметры
*
xd
x*
xq*
Неявнополюсные машины
112
(турбогенераторы)
Двухполюсные
1,6 – 2
1,55 – 1,95
0,10 – 0,18
Четырехполюсные
1,4
1,37
0,14
Явнополюсные машины
Генераторы и двигатели
0,6 – 1,5
0,4 – 0,9
0,11 – 0,15
Компенсаторы
1,6 – 2,1
0,95 – 1,2
0,12 – 0,18
*
x*
x
Из этой таблицы следует, что значение d ха определяется в основном значением ad .
4-3.4. Характеристики и векторные диаграммы
При исследовании синхронных генераторов, так же как и при исследовании других
электрических машин, обращаются к их характеристикам, т. е. к кривым, определяющим
зависимости между величинами, характеризующими рабочие режимы машины.
Обычно синхронные генераторы работают с постоянной частотой вращения, что
обусловлено необходимостью поддерживать постоянной частоту тока. Поэтому в
дальнейшем мы будем рассматривать характеристики, которые получаются при
постоянной частоте вращения.
Одной из важнейших характеристик является рассмотренная ранее характеристика
холостого хода. Она влияет на форму почти всех других кривых синхронной машины,
характеризующих ее работу при нагрузке.
Характеристики генератора могут быть сняты опытным путем. Их также можно
построить по характеристике холостого хода и параметрам машины, полученным
расчетным или опытным путем. Такое построение позволяет выявить влияние различных
параметров машины на ее характеристики. Оно будет показано в дальнейшем.
Одновременно с этим будут рассмотрены способы опытного определения параметров
машины.
а) Характеристика короткого замыкания.
Характеристика короткого замыкания Iк = f(Iв) при U = 0 = const представлена на рис.
4-34.
Рис. 4-34. Характеристика короткого замыкания и ее построение.
Здесь имеется в виду установившийся ток короткого замыкания Iк, т. е. ток, значение
которого длительно держится постоянным.
При снятии этой характеристики опытным путем используются схемы, приведенные
на рис. 4-35,а и б.
Рис. 4-35. Схемы для опытов короткого замыкания.
Для схемы на рис. 4-35,а необходимо иметь три одинаковых амперметра. Обычно
опыт проводится при схеме на рис. 4-35,б. Некоторая несимметричность отдельных цепей
113
в данном случае допустима, так как сопротивление амперметра значительно меньше
сопротивления отдельных фаз обмотки.
Характеристика короткого замыкания, как увидим из построения ее расчетным путем,
должна идти в виде прямой линии.
Обратимся к векторным диаграммам короткозамкнутого генератора
На рис 4-36,а представлена диаграмма явнополюсного генератора, на которой:
OF  E0 OC  I к ra CA  I к xσ AD  I к xaq
;
;
;
;
AB  I q xad CD  I к xq BF  I d xad
;
;
.
Рис. 4-36. Диаграммы короткозамкнутого генератора.
а — явнополюсного; б—неявнополюсного
π
2 , то можем написать: OF  I к x d . Следовательно, по
Так как в обычных, случаях
характеристикам холостого хода и короткого замыкания (рис. 4-34) можно определить хd:
A1 F
E
xd 
 0
Iк
A1 B1
.
(4-31)
То же самое получаем для неявнополюсного генератора (рис. 4-36,б и 4-34).
Приведенное соотношение дает значение xd для ненасыщенной машины, если э.д.с.
E0 берется по прямолинейной части характеристики холостого хода или по ее
продолжению. Если характеристики построены в относительных единицах, то, очевидно,
и сопротивление xd получится в относительных единицах.
При помощи характеристики холостого хода и короткого замыкания можно также
определить продольную н.с. реакции якоря Fad, если известна величина хσ. Для этого
нужно на характеристике холостого хода отложить DC1  I к xσ , тогда OD даст
ψ
результирующую н.с. по продольной оси, а DA1 — продольную н.с. реакции якоря,
равную Fad = kdFa (рис. 4-34).
При этих построениях мы пренебрегаем активным падением напряжения. В противном
z  ra2  rσ2
случае надо было бы взять DC1 равным Izσ, где σ
. Но обычно хσ во много раз
больше rа , поэтому можно вместо zσ брать хσ.
На рис. 4-35,б представлена диаграмма неявнополюсного короткозамкнутого
генератора. Сопоставляя ее с рис. 4-34, можно установить, что для неявнополюсных
114

машин отрезок DA практически равен н.с. реакции якоря Fa (приведенной к н.с. обмотки
возбуждения).
Теперь рассмотрим, как производится построение характеристики короткого
замыкания по расчетным данным.
Отложим на характеристике холостого хода (рис. 4-34) отрезок DC1  I в xσ (или
точнее, равный Iкzσ), затем от точки D на оси абсцисс отложим отрезок DA1 , равный для

явнополюсной машины F = k F , а для неявнополюсной машины равный Fa  k a Fa .
ad
d a
Тогда точка B1 дает точку характеристики короткого замыкания для тока I к  A1 B1 /к, для

которого определялись падение напряжения I x и н.с. F или Fa . Пока точка С лежит на
к σ
ad
прямолинейной
части
характеристики
холостого
хода,
отрезки
C1 A1 , C 2 A2 ,..., пропорциональные току I , будут изменяться пропорционально токам
к
возбуждения 0 A1 , 0 A2 и т. д., и, следовательно, характеристика короткого замыкания
изобразится прямой линией. Поэтому для ее построения достаточно найти одну точку,
например В1, и провести прямую через точку 0 и найденную точку В1.
Для очень больших значений тока якоря, при которых точка С попадает за колено
характеристики холостого хода, характеристика короткого замыкания будет загибаться в
сторону оси абсцисс. Однако с такими значениями установившегося тока короткого
замыкания на практике иметь дело не приходится.
Прямоугольный треугольник DC1A1 на рис. 4-34, у которого один катет равен Ixσ, а

другой — н.с. реакции якоря Fad (или Fa ), называется реактивным треугольником (также
треугольником Потье). Стороны его могут быть определены опытным путем, как показано
в следующем пункте.
б) Индукционная нагрузочная характеристика.
Из нагрузочных характеристик, представляющих собой зависимости U = f(Iв) при I =
const и cos φ = const, практическое значение имеет лишь нагрузочная характеристика при
cosφ = 0. Будем ее называть индукционной нагрузочной характеристикой. Она может быть
снята при использовании в качестве нагрузки другой синхронной машины, включенной на
параллельную работу с испытуемой (см. § 4-7).
Если характеристика снимается опытным путем при нагрузке генератора на
реактивную катушку, то cos φ, очевидно, нельзя установить равным нулю. Однако опыт
показывает, что при снятии рассматриваемой характеристики достаточно установить cos φ
 0,2. Поэтому при испытании генераторов небольшой мощности в качестве нагрузки
иногда используются реактивные катушки с переменной индуктивностью, имеющие
относительно небольшие потери.
На рис. 4-37,а представлена индукционная нагрузочная характеристика.
115
Рис. 4-37. Индукционная нагрузочная характеристика и определение сторон
реактивного треугольника.
Ее точка А в соответствии с тем током, для которого она снималась, может быть взята
из характеристики короткого замыкания (рис. 4-34). На рис. 4-37,а, кроме индукционной
нагрузочной, изображена также характеристика холостого хода Е0. При помощи этих двух
характеристик можно определить, как будет показано, сопротивление хσ и н.с. реакции

якоря F (в случае явнополюсной машины) или Fa (в случае неявнополюсной машины).
ad
Покажем вначале, как может быть построена индукционная нагрузочная
характеристика, если известны характеристика холостого хода и катеты реактивного

треугольника, т. е. Iхσ и Fad или Fa . Для этого нужно построить реактивный треугольник
DСА в нижней части характеристики холостого хода (рис. 4-37,а) и передвигать его
параллельно самому себе так, чтобы вершина С скользила по характеристике холостого
хода; тогда вершина А опишет искомую характеристику. Для того чтобы убедиться, что
точки полученной таким образом характеристики, действительно дают напряжения
генератора при его работе с соsφ=0, рассмотрим построенные для этого случая диаграммы
явнополюсной и неявнополюсной машин (рис. 4-37,б и в). Для диаграммы явнополюсной
машины, если пренебречь активным сопротивлением обмотки статора, получим:
D2 D1  U ; D1C1  Ixσ ; D2 C1  Eδd ; D2 A2  Fad ;
0D2  Fδd ; 0 A2  Fв ; BF  I d xad ; A1 F  I d xd
π
2 ; здесь xad, а следовательно, и xd — значения сопротивлений по
(Id = I, так как
продольной оси при условном учете насыщения ), для диаграммы неявнополюсной
машины
D2 D1  U ; D1C1  Ixσ ; D2 C1  Eδ ; D2 A2  Fa ;
0D2  Fδ ; 0 A2  Fв .
ψ
Теперь покажем, как по характеристикам холостого хода и индукционной

нагрузочной, снятым опытным путем, определяются Ixσ и Fad или Fa .
Из предыдущего следует, что если треугольник 0СА передвигать параллельно самому
себе так, чтобы вершина А скользила по нагрузочной характеристике, то вершина С будет
скользить по характеристике холостого хода. В верхней части характеристик этот
116
треугольник займет положение 01С1A1 (рис. 4-37,а). Отсюда вытекает метод определения
его сторон, т. е. сторон реактивного треугольника. Согласно этому методу проведем через
точку A линию, параллельную оси абсцисс. На этой линии отложим отрезок A1 01 ,
1
равный отрезку A0 . Если теперь провести через точку 01 линию, параллельную начальной
части характеристики холостого хода, то получим точку C1. Опустив из точки С1
перпендикуляр на линию 01A1, найдем искомый реактивный треугольник D1C1A1.
Приведенный метод определения сторон реактивного треугольника несколько
неточен. В действительности нагрузочная характеристика, снятая опытным путем
(пунктирная кривая на рис. 4-37,а), при больших насыщениях полюсов и ярма ротора
пойдет несколько ниже, чем нагрузочная характеристика, построенная при помощи
реактивного треугольника (сплошная кривая на рис. 4-37,а). Расхождение кривых
объясняется тем, что при больших насыщениях полюсов и ярма ротора поток рассеяния
обмотки возбуждения заметным образом повышает их магнитные напряжения, ничтожно
малые при слабых насыщениях (например, при коротком замыкании). При нагрузке поток
полюсов и ярма ротора слагается из потока, соответствующего э.д.с. Eδd (или Eδ), и потока
рассеяния обмотки возбуждения, созданного н.с. Fв, а не н.с. Fδd (или Fδ), как это
принимается при расчете характеристики холостого хода. Расхождение опытной и
расчетной характеристик обычно невелико для нормальных машин; все же сопротивление,
найденное по указанному методу, несколько отличается от сопротивления рассеяния хσ,
поэтому его иногда называют индуктивным сопротивлением Потье и обозначают через хp.
Для неявнополюсных машин хp получается обычно близким к хσ. Для явнополюсных
машин хp  (1,1  1,3 хσ, если определение хp производится при напряжении
A2 A1  U н (рис 4-37,а). Вообще же х заметным образом зависит от выбора точки А на
p
1
нагрузочной характеристике.
Можно также приближенно найти стороны реактивного треугольника, если перенести
(при помощи прозрачной бумаги) нагрузочную характеристику так, чтобы возможно
большая нижняя часть ее совпала с характеристикой холостого хода. Тогда точка А
должна попасть в точку С.
в) Регулировочные характеристики.
Регулировочные характеристики Iв = f(I) при U = const и cosφ = const представлены на
рис. 4-38.
.
Рис. 4-38. Регулировочные характеристики.
Они показывают, как нужно изменять возбуждение, чтобы при изменении тока
нагрузки и сохранении соs φ = const напряжение на зажимах генератора оставалось
постоянным.
Регулировочные характеристики могут быть сняты опытным путем или найдены при
помощи векторных диаграмм, если известны характеристика холостого хода и параметры:
xσ, xd («ненасыщенное» значение), xq. В последнем случае приходится строить ряд
диаграмм для различных значений тока I при одних и тех же заданных напряжении U и
cos φ.
117
Покажем на конкретных примерах, как производится построение диаграмм
неявнополюсного и явнополюсного генераторов для определения тока возбуждения при
заданной нагрузке: U, I, cos φ. Для примеров возьмем турбогенератор (т) и
гидрогенератор (г) и будем пользоваться при построении диаграмм «нормальными»
характеристиками холостого хода в относительных единицах (рис. 4-39):
E0*  f ( I â* )
;
здесь
E
I
E0*  0 I â*  â
Uí ,
I â.0 ,
где Iв.0 — ток возбуждения, соответствующий номинальному напряжению при
холостом ходе. Эти характеристики построены на рис. 4-39 по данным табл. 4-2.
Рис. 4-39. Характеристики холостого хода турбогенераторов (т) и гидрогенератора (г)
(к построению векторных диаграмм на рис. 4-40 и 4-41).
Характеристики холостого хода современных турбогенераторов и гидрогенераторов в
относительных единицах мало отличаются от нормальных характеристик, построенных по
табл. 4-2, где приведены усредненные значения по данным испытания многих машин. При
приближенных расчетах ими можно пользоваться, если нет данных действительных
характеристик холостого хода.
Таблица 4-2
Нормальные характеристики холостого хода (по данным заводов Советского Союза)
0
0,50
1,0
1,50
2,0
2,5
3,0
3,5
Примечание
I â*
Для турбогенераторов
*
0
0,53
1,0
1,23
1,30
–
–
–
Для гидроE0
генераторов
Векторные диаграммы будем строить также для величин в относительных единицах:
E0*
0
0,58
1,0
1,21
1,33
1,4
1,46
1,51
118
U * I
E
F
; I  ; E* 
; F*  в .
Uн
Iн
Uн
Fв0
Они представлены на рис 4-40 и 4-41, где U*=1, I*=1 и cos=0,8.
U* 
Рис. 4-40. Диаграмма турбогенератора:
r*
x*
25000 кВт (31250 кВА); 6300 В; 2870 А; cosн = 0,8; 3000 об /мин; a = 0,00225;  = 0,11;
F*
E*
x*
xd*
= 1,86 (xq); ad = 1,75 (из характеристики холостого хода для в ( т ) = 2,36; 0( т ) = 1,39).
Рис. 4-41. Диаграмма гидрогенератора:
r*
x*
x*
30000 кВ А; 13 800 В; 1 260 А; cos φн =0,8; 75 об/мин; a = 0,005; σ = 0,11; d = 0,81:
*
x*
x*
F*
E*
xad
= 0,70; q = 0,49; aq = 0,38 (из характеристики холостого хода для â(ã) = 1,67, â(ã) =
l,25).
*
I * xad
(т)
На рис. 4-39 показано, как по данным значениям
для турбогенератора и
F*  
* *
*
ad    
I xad (г )
F
2  . Здесь

для гидрогенератора определяются соответствующие н.с. a и

F*  

ad    
2  – продольная н.с. якоря при
2.

Продольная н.с. реакции якоря при значении угла , найденном по диаграмме рис. 441, есть:
Fad*  F *    sin .
ad    
2

г) Внешние характеристики.
Внешние характеристики U = f(I) при Iв = const и cos = const представлены на рис 442. Их обычно снимают установив при I = Iн такой ток возбуждения Iв, чтобы при
заданном cos φ получить U = Uн. По характеристикам могут быть найдены процентные
значения изменения напряжения при переходе генератора от нагрузки к холостому ходу.
119
Рис. 4-42. Внешние характеристики.
Определение внешних характеристик может быть произведено по регулировочным
характеристикам, построенным при помощи векторных диаграмм и характеристики
холостого хода.
Пусть требуется определить внешнюю характеристику при номинальном токе
возбуждения Iв.н, соответствующем Uн при Iн и соs φн. В этом случае известны,
следовательно, две точки внешней характеристики: Uн при Iн и . U0 = E0 при I = 0. Для
определения промежуточных точек нужно построить регулировочные характеристики для
cos φн = const и напряжений U', U", ..., значения которых лежат между U0 и Uн.
На рис. 4-43 показано, как определяются промежуточные точки внешней
характеристики по регулировочным характеристикам.
Рис. 4-43. Построение внешней характеристики по регулировочным.
4-4. Несимметричная нагрузка трехфазного генератора
Несимметричная нагрузка трехфазных генераторов получается при неравномерном
распределении однофазных приемников энергии. Однако в большинстве случаев
достижение практически симметричной нагрузки не представляет затруднений.
Если нагрузку составляют однофазные электрические печи большой мощности,
например на металлургических заводах, то распределению таких приемников энергии
между фазами трехфазной сети следует уделять особое внимание. При наличии на
указанных заводах собственных небольших электрических станций все же приходится
считаться с возможностью заметной несимметрии нагрузки генераторов этих станций.
Несимметричная нагрузка может получиться при аварийных режимах, например в
случае обрыва одного из проводов линии или при работе генераторов на линию через
неполную трансформаторную группу. Возможны также несимметричные короткие
замыкания: двухфазное, однофазное (при наличии нулевого провода).
Таким образом, исследование работы трехфазных генераторов при несимметричной
нагрузке наряду с теоретическим имеет и практическое значение. При этом исследовании
мы будем пользоваться методом симметричных составляющих. Примем, что нагрузка
I , I , I
характеризуется несимметричной системой токов в фазах статора a b c , которая при
120
I , I , I
разложении дает все три симметричные составляющие системы: a1 b1 c1 (токи прямой
I , I , I
I , I , I
последовательности); a 2 b 2 c 2 (токи обратной последовательности); a 0 b 0 c 0 (токи
нулевой последовательности). Можно действие каждой из этих симметричных систем
токов в синхронной машине с симметричной обмоткой на статоре учитывать отдельно.
Токи прямой последовательности создадут н.с., вращающуюся в сторону вращения
полюсов с синхронной частотой. Будем ее называть прямо-синхронной н.с. Она будет
неподвижна относительно полюсов и определенным образом воздействовать на основное
поле машины, т. е. создавать реакцию якоря в том смысле, в каком понимается это
явление.
Токи обратной последовательности создадут н.с., вращающуюся в обратную сторону с
синхронной частотой. Будем ее называть обратно-синхронной или обратной н.с. Она
будет вращаться относительно полюсов с двойной синхронной частотой и вызовет
соответствующее обратно-синхронное (или обратное) поле.
Токи нулевой последовательности создадут н.с., первые гармоники (так же как и
гармоники с номером 5, 7, 11, 13 и т. д.) которые в сумме дадут нуль. Останутся только
гармоники с номером, кратным трем. Они вызовут пульсирующие поля, оказывающие на
работу машины относительно слабое влияние.
а) Обратно-синхронное поле.
Обратно-синхронное поле, вызванное обратной н.с статора, не будет иметь, как
увидим, постоянной амплитуды.
Если бы были одинаковы магнитные проводимости и электрические цепи ротора по
его продольной и поперечной осям, то мы могли бы считать, что работа синхронной
машины по отношению к токам обратной последовательности подобна работе
асинхронной машины в режиме тормоза при скольжении s = 2. В действительности мы
должны учесть как различие магнитных цепей, так и различие электрических контуров
ротора по его продольной и поперечной осям. Вследствие указанного различия обратно
вращающееся поле будет непостоянным. Оно будет изменяться в зависимости от
положения его оси относительно оси полюсов.
В машине с цилиндрическим массивным ротором при разомкнутой обмотке
возбуждения обратное поле практически не будет изменяться, так как здесь магнитные
проводимости по продольной и поперечной осям ротора почти одинаковы. Поле будет в
большой степени заглушаться вихревыми токами, наведенными им в массивном роторе.
При замкнутой обмотке возбуждения обратное поле по продольной оси будет ослабляться
в большей степени, чем по поперечной оси, так как н.с. от токов двойной частоты,
наведенных в обмотке возбуждения, будет действовать против обратной н.с. при
совпадении ее оси с осью полюсов. Все же различие обратного поля по продольной и
поперечной осям ротора и в этом случае получается относительно небольшое, так как
основное заглушающее действие оказывают вихревые токи, наведенные в массивном
роторе.
Обратимся к явнополюсной машине, и будем считать, что ее полюсы и ярмо ротора
собраны из листов и что на полюсах помещена только одна обмотка возбуждения.
Для более подробного рассмотрения действия обратной н.с. статора, вращающейся
относительно ротора с двойной синхронной частотой, целесообразно заменить ее двумя
пульсирующими с двойной частотой н.с., связанными с вращающимся ротором. Обе эти
пульсирующие н.с. должны иметь амплитуды, равные амплитуде обратной н.с. статора, и
быть сдвинутыми в пространстве и во времени на 90°. Тогда, очевидно, их
результирующая дает исходную обратную н.с. статора. Будем считать, что одна из
пульсирующих н.с., связанных с ротором, пульсирует по продольной оси, а другая по
поперечной оси. Первую назовем продольно пульсирующей составляющей, а вторую —
поперечно пульсирующей составляющей обратной н.с. статора.
121
Продольно пульсирующая н.с, вызывает пульсирующее с двойной частотой
продольное поле. Оно будет в большой степени заглушаться действием токов, наведенных
им в обмотке возбуждения. В результате наложения переменного тока на постоянный
кривая тока в обмотке возбуждения будет иметь вид, представленный на рис. 4-44.
Поэтому при измерении тока возбуждения магнитоэлектрическим амперметром показание
его будет меньше, чем при измерении того же тока каким-либо другим амперметром,
например тепловым или электродинамическим.
Рис. 4-44. Кривая тока в обмотке возбуждения при наличии обратного поля
Поле, вызванное поперечно пульсирующей составляющей обратной н.с. статора, будет
ослабляться в небольшой степени, так как вихревые токи, возникающие в стальных листах
ротора, будут создавать лишь незначительную противодействующую н.с. Следовательно,
результирующая поперечно пульсирующая н.с. будет больше, чем результирующая
продольно пульсирующая н.с.
Чтобы выяснить действие результирующей поперечно пульсирующей н.с., заменим ее
двумя н.с., вращающимися относительно ротора в разные стороны с двойной синхронной
частотой 2п. Так как сам ротор вращается с синхронной частотой, то одна из указанных
вращающихся н.с. будет вращаться относительно статора с частотой -2п+п = - п, т. е. с
синхронной частотой в обратную сторону относительно статора, а другая — с частотой
2п+п = 3п, т. е. с тройной синхронной частотой. Первая н.с. создает поле, которое наводит
в обмотке статора э.д.с. номинальной частоты, но обратной последовательности; вторая
н.с. создает поле, которое наводит в обмотке статора э.д.с. тройной частоты. Эти э.д.с.
тройной частоты, наведенные в фазах обмотки статора, будут сдвинуты по фазе на 120°;
следовательно, они будут проявляться как в фазных, так и в междуфазных напряжениях.
Их следует отличать от э.д.с., наведенных третьими гармониками поля. Можно себе
представить, что рассматриваемые э.д.с. тройной частоты создаются полем ротора с тем
же числом полюсов, какое он имеет, но вращающимся с тройной синхронной частотой.
Для того чтобы работа генератора при наличии токов обратной последовательности
могла быть удовлетворительной, необходимо ослабить поле, создаваемое поперечно
пульсирующей н.с. Вместе с тем желательно, чтобы поле, создаваемое продольно
пульсирующей н.с., заглушалось не токами в обмотке возбуждения, а токами в другой
обмотке, специально для этого устроенной. В этом случае удается почти совершенно
избавиться от токов двойной частоты в обмотке возбуждения, ухудшающих условия
коммутации возбудителя. Для ослабления указанных вредных действий обратной н.с.
статора на роторе устраивается особая обмотка, называемая успокоительной. Она, как
будет показано в дальнейшем, часто имеет и другое назначение.
б) Успокоительная обмотка.
Успокоительной (или демпферной) обмоткой называется короткозамкнутая обмотка,
помещенная на роторе. В явнополюсной машине успокоительная обмотка обычно
выполняется в виде стержней, заложенных в пазы полюсных наконечников и
соединенных на торцовых сторонах пластинами. Если пластины с торцовых сторон
соединяют стержни лишь в пределах полюсной дуги, то получается продольная
успокоительная обмотка (рис. 4-45). Если пластины при этом соединяются в кольца,
размещенные вдоль всей окружности ротора, то получается продольно-поперечная
обмотка (рис. 4-46).
122
Рис. 4-45. Продольная успокоительная обмотка.
Рис. 4-46. Продольно-поперечная успокоительная обмотка.
При наличии успокоительной обмотки продольно пульсирующая н.с. будет
уравновешиваться главным образом токами в этой обмотке. Тем самым обмотка
возбуждения почти совершенно освобождается от токов двойной частоты. (В данном
случае можно провести аналогию с трехобмоточным трансформатором, имеющим
одностороннее расположение вторичных обмоток. При замыкании накоротко вторичной
обмотки, расположенной рядом с первичной, ток, наведенный в другой вторичной
обмотке, замкнутой накоротко, будет очень мал (см. § 2-16).) При наличии
короткозамкнутых контуров по поперечной оси будет также ослабляться действие
поперечно пульсирующей н.с.
Успокоительная обмотка должна иметь небольшие активное и индуктивное
сопротивления — только в этом случае ее действие будет достаточно эффективным.
Современные турбогенераторы отечественных заводов не имеют на роторе особых
успокоительных обмоток. Здесь роль успокоительной обмотки выполняют контуры
вихревых, токов, наведенных обратным полем в массивном роторе Они оказывают
сильное заглушающее действие.
в) Параметры синхронной машины при несимметричной нагрузке.
Для обычных случаев, когда статорная обмотка генератора симметрична, э.д.с.
E , E 0b , E 0 c
холостого хода 0 a
, наведенные в фазах, образуют симметричную звезду
векторов. Они, как указывалось ранее, могут быть найдены при помощи векторных
123
E , E δb , E δc
диаграмм по э.д.с. δa
, которые также образуют симметричную звезду
векторов, так как эти э.д.с. наводятся потоком воздушного зазора, созданным
результирующей н.с. обмотки возбуждения и прямо-синхронной н.с. статора (от токов
прямой последовательности). Действие прямо-синхронной н.с. статора и представляет
собой реакцию якоря, которую мы можем учесть, например для фазы а э.д.с.
E aa  E 0 a  E δa
E   jIa1 xa
. Для ненасыщенного неявнополюсного генератора aa
.
Токи прямой последовательности вызовут в фазах статорной обмотки падения
напряжения:
Ia1Z σ , Ib1Z σ , Ic1Z σ
при Zσ = rа + jxσ, где rа и хσ — активное и индуктивное сопротивления рассеяния.
Полю, вызванному обратной н.с. от токов обратной последовательности, соответствует
индуктивное сопротивление x2 для этих токов. Оно называется индуктивным
сопротивлением обратной последовательности. Сопротивление х2 будет изменяться в
соответствии с изменением магнитной проводимости для обратно вращающегося поля,
причем здесь имеется в виду проводимость индукционных трубок этого поля с учетом его
оттеснения под действием токов, наведенных в контурах ротора.
Можно принять с некоторым приближением, что x2 пропорционально среднему
значению проводимостей обратно вращающегося поля, получающихся при совпадении
его оси с продольной и поперечной осями ротора. Очевидно, что х2 > хσ, так как токи
обратной последовательности наряду с полем рассеяния, аналогичным полю рассеяния от
токов прямой последовательности, создают также поле внутри статора.
Активное сопротивление обратной последовательности r2 также отличается от
сопротивления r1 = rа. Оно обусловлено не только электрическими потерями в обмотке
статора и потерями, вызванными полями рассеяния (что мы имеем для rа), но и потерями в
электрических цепях ротора от токов, наведенных обратным полем.
Токи обратной последовательности вызовут в фазах статорной обмотки падения
напряжения:
Ia 2 Z 2 , Ib 2 Z 2 , Ic 2 , Z 2 ,
где Z2  r2  jx2 .
При наличии в обмотке статора токов нулевой последовательности, которые могут
иметь место только при соединении обмотки в звезду и при использовании нулевого
провода, эти токи будут вызывать падения напряжения:
Ia 0 Z 2 , Ib 0 Z 2 , Ic 0 , Z 2 ,
где Z 0  r0  jx0 .
Сопротивления Z0 , r0 , и x0 — сопротивления нулевой последовательности.
Пренебрегая высшими гармониками н.с. отдельных фаз, созданных токами нулевой
последовательности, получим, что их результирующая н.с. равна нулю. Следовательно,
токи нулевой последовательности не будут создавать поля внутри статора. Будет
возникать только поле рассеяния. Но оно отличается от поля рассеяния токов прямой
последовательности вследствие различия взаимной индукции фаз. Сопротивление r0  r1;
сопротивление х0 обычно меньше хσ. Оно в большой степени зависит от укорочения шага
обмотки, а также от расположения ее лобовых частей.
г) Уравнения напряжений при несимметричной нагрузке.
Для напряжений, например, фазы а мы может написать следующее уравнение:
U a  E 0 a  E aa  Ia1Z σ  Ia 2 Z 2  Ia 0 Z σ
.
(4-34)
Напряжения фаз равны:
124
U a  U a1  U a 2  U a 0 ;

U b  U b1  U b 2  U b 0 ; 

U c  U c1  U c 2  U c 0. 
(4-35)
Линейные напряжения при соединении фаз в звезду:
U ab  U a  U b  (U a1  U b1 )  (U a 2  U b 2 );

U bc  U b  U c  (U b1  U c1 )  (U b 2  U c 2 ); 

U ca  U c  U a  (U c1  U a1 )  (U c 2  U a 2 ). 
(4-36)
Сопоставляя уравнение (4-34) и первое уравнение (4-35), можем написать:
U a1  E 0 a  E aa  Ia1Z σ 

U a 2   Ia 2 Z 2 ;


U a 0   Ia 0 Z 0.

(4-37)
Из (4-35), (4-36) и (4-37) следует, что симметрия фазных напряжений нарушается из-за
наличия составляющих обратной и нулевой последовательностей, а симметрия линейных
напряжений — только из-за наличия составляющих обратной последовательности, причем
указанные
составляющие
напряжений
вызваны
токами
соответствующих
последовательностей.
4-5. Параллельная работа генераторов
Обычно на электрических станциях устанавливается несколько синхронных
генераторов, предназначенных для параллельной работы, что в большой степени
повышает надежность работы станций в отношении бесперебойности энергоснабжения
потребителей. В этом случае возможно в зависимости от потребной мощности включать
на совместную работу такое количество генераторов, чтобы каждый из них отдавал
номинальную мощность или близкую к ней. Тогда не только генераторы, но и их
первичные двигатели будут работать с высоким к.п.д., так как те и другие рассчитываются
и выполняются таким образом, чтобы значения их к.п.д. были наибольшими при
номинальной нагрузке. Кроме того, и электрические станции часто объединяются для
параллельной работы в одну мощную систему, позволяющую наилучшим образом как с
технической, так и экономической точки зрения разрешать задачу производства и
распределения электрической энергии. Поэтому вопросы, относящиеся к параллельной
работе синхронных машин, имеют большое практическое значение.
При изучении этих вопросов приходится иметь дело с теми свойствами синхронных
машин, которые характерны только для них и выделяют их среди других машин
переменного тока.
Вначале рассмотрим применительно к синхронным генераторам общие вопросы
параллельной работы синхронных машин, одинаково относящиеся к генераторному и
двигательному их режимам.
4-6. Синхронизация и включение на параллельную работу
При включении на параллельную работу синхронных машин, как и в случае
трансформаторов, необходимо выполнить определенные условия.
Рассмотрим сначала включение на параллельную работу однофазной машины. На рис.
4-54 изображены генератор, который присоединен к общим шинам, и генератор, который
нужно включить на параллельную работу с первым.
125
Рис. 4-54. Включение на параллельную работу однофазного генератора.
Перед включением необходимо добиться равенства напряжений на зажимах
генератора и сети, к которой генератор приключается. Так как при параллельной работе
наведенная э.д.с. должна в каждый момент времени уравновесить напряжение сети, то
необходимо иметь одинаковые формы кривых э.д.с. генераторов. Этому требованию
современные синхронные машины удовлетворяют: они имеют стандартную, практически
синусоидальную форму кривой э.д.с. Поэтому достаточно добиться при включении
равенства действующих значений напряжений, а также равенства частот и фаз. Это
достигается посредством изменения тока в обмотке возбуждения приключаемого
генератора и путем регулирования частоты его вращения.
Определение момента времени, когда можно замкнуть рубильник, т. е. когда
напряжение между точками а—а' и b—b' (рис. 4-54) равны нулю, производится при
помощи фазовых или фазоиндикаторных ламп.
Один из способов включения таких ламп показан на рис. 4-54. До включения
рубильника они будут то гаснуть, то загораться. Промежутки времени между
следующими одна за другой вспышками ламп будут тем больше, чем меньше отличается
частота приключаемой машины от частоты сети.

U
Изобразим вектором с напряжение сети и вектором U г напряжение приключаемого
генератора (рис. 4-55).

U
Рис. 4-55. Векторы напряжений: сети с и генератора U г .
В момент, когда лампы погаснут, оба вектора расположатся, как показано на рис. 4-55
(представленная диаграмма получается при обходе контура, состоящего из обмотки якоря
первой машины, общих шин и обмотки якоря второй машины: B1A1A2B2B1 (рис. 4-54)).
Напряжение, приложенное в этот момент к лампам, равно нулю. Если бы частоты
напряжений были одинаковы или, что одно и то же, были одинаковы угловые скорости
вращения векторов, то лампы не горели бы — в любой момент времени напряжение сети
уравновешивалось бы напряжением генератора. Но практически не удается до включения
рубильника установить на длительное время равенство частот напряжении. Поэтому

U с
векторы напряжений
и U г будут перемещаться один относительно другого со
скоростью с-г, и соответственно этой относительной скорости будет изменяться
напряжение на лампах.
126
Если представить кривой uс = f(t) изменение напряжения сети и кривой uг = f(t)
изменение напряжения приключаемого генератора, то, сложив ординаты обеих кривых,
получим кривую изменения напряжения на лампах (жирнее начерченная кривая на рис. 456,а).
Рис. 4-56. Изменение напряжения на лампах при различии частот напряжений сети и
генератора.
Рисунок 4-56,а показывает, что напряжения сети и генератора в результате
неравенства частот то уравновешивают друг друга, то складываются. На рис. 4-56,б
отдельно представлена кривая результирующего напряжения. Здесь промежутки времени
от  до  соответствуют потуханию ламп (накал нити ламп перестает быть видимым уже
при 30—50% от их номинального значения), а промежутки времени от  до  — горению
ламп. Момент, обозначенный на рис. 4-56,б через Г, соответствует наибольшему накалу
ламп. Рубильник, очевидно, нужно включить в момент, обозначенный на рис. 4-56,б через
П.
Добиваются, чтобы промежутки времени между следующими одна за другой
вспышками ламп были достаточно велики (3—5 с и больше), для чего регулируют
скорость вращения приключаемого генератора. Затем, пропустив несколько раз
возможные моменты включения, чтобы глаз привык определять середину промежутка
потухания, включают рубильник в момент полного потухания ламп.
Показанный на рис. 4-54 способ включения ламп называется «включением на
потухание».
После того как включен рубильник, скорость вращения генератора по причинам, о
которых будет сказано в дальнейшем, держится уже строго постоянной и соответствует
частоте сети.
Те же условия, которые были указаны в отношении однофазных генераторов, должны
быть выполнены и при включении на параллельную работу трехфазных генераторов.
Рис. 4-57. Включение на параллельную работу трехфазного генератора (включение
ламп на потухание).
Обратимся к рис. 4-57. В момент включения напряжения между точками а — a , b —
b и с — с' должны быть равны нулю. Для этого необходимо, кроме выполнения условий,
о которых говорилось ранее (равенство частот и равенство напряжений), выполнение ещё
127
одного условия, а именно, необходимо ещё иметь соответствие порядков чередования фаз
приключаемого генератора и сети.
На рис. 4-57 представлено включение ламп на потухание. При таком включении лампы
будут одновременно гаснуть и одновременно загораться, если порядки чередования фаз
сети и генератора совпадают.
Изобразим напряжения сети в виде звезды векторов I, II, III, а напряжения
подключаемого генератора — в виде звезды векторов 1, 2, 3 (рис. 4-58).
Рис. 4-58. Напряжения на лампах при их включении на потухание и при совпадении
порядков чередования фаз сети и генератора.
Обе звезды вращаются относительно неподвижной оси времени с различными
частотами ωс и ωг соответственно частоте сети и частоте генератора; следовательно, одна
звезда относительно другой вращается с частотой ωс - ωг. На рис. 4-58 показано сложение
напряжений сети и подключаемого.генератора для четырех различных моментов времени.
На этом рисунке видим, что все три напряжения на лампах изменяются одновременно.
Рисунок 4-58,г соответствует моменту времени, когда напряжения сети уравновешивают
напряжения генератора. В этот момент лампы гореть не будут и, если разность ω с - ωг
невелика, можно включить рубильник.
Обратимся к другому способу включения ламп (рис. 4-59), называемому включением
на «бегающий» или «вращающийся» свет.
Рис. 4-59. Синхронизация при включении ламп на бегающий свет.
Здесь лампы будут попеременно загораться и потухать. Если лампы разместить так,
как показано на рис. 4-59, то создается впечатление бегающего по вершинам треугольника
света. В зависимости от того, какая частота больше — генератора или сети, свет ламп
будет вращаться в ту или другую сторону. Сказанное можно уяснить при помощи
диаграмм, приведенных на рис. 4-60.
128
Рис. 4-60. Напряжение на лампах при их включении на бегающий свет и при
совпадении порядков чередования фаз сети и генератора.
Эти диаграммы показывают, что лампы загораются и потухают попеременно и что
направление вращения света зависит от знака разности ωс - ωг. Рис. 4-60,г соответствует
моменту времени, когда можно включить рубильник, так как в этом случае напряжения
сети уравновешиваются напряжениями генератора. Следовательно, включение
рубильника должно быть произведено, когда одна лампа (между I — 1) потухнет, а две
другие лампы (между II — 3 и III — 2) будут гореть с одинаковым накалом.
Если при включении ламп на потухание (рис. 4-57) они дадут бегающий свет, то это
указывает на несовпадение порядков чередования фаз сети и генератора. Для того чтобы
получить это совпадение, нужно поменять местами два провода, присоединенных к
зажимам генератора или сети, или изменить направление вращения приключаемого
генератора. После этого лампы дадут обязательно одновременное загорание и потухание.
Очевидно, что при включении ламп на бегающий свет (рис. 4-59) они дадут
одновременное загорание и потухание, если порядки чередования фаз сети и генератора
не совпадают друг с другом. В этом случае также нужно изменить порядок чередования
фаз сети или генератора путем переключения двух фаз.
Указанные устройства с лампами называются ламповыми синхроноскопами. На
электрических станциях применяются также синхроноскопы со стрелкой в виде щитовых
приборов. Для более точного определения момента включения целесообразно применить
так называемый нулевой вольтметр, который приключается параллельно к лампе между I
и 1 (рис. 4-57 и 4-59).
Шкала такого вольтметра рассчитывается на напряжение, не меньшее двойного
фазного (см., например, рис. 4-60,а), и имеет очень сильно расширенную начальную часть.
На его шкале достаточно отметить только одно нулевое значение. Стрелка вольтметра
будет медленно колебаться соответственно потуханию и загоранию ламп и покажет нуль,
когда напряжение между точками I и 1 будет равно нулю.
На станциях Советского Союза в последние годы находят себе применение способы
автоматической синхронизации при включении генератора на параллельную работу с
сетью. Кроме того, применяется включение по методу самосинхронизации. При таком
включении частота вращения невозбужденного генератора доводится до синхронной или
возможно близкой к ней в направлении вращения поля, возникающего после включения.
Затем генератор подключается к сети при быстром вслед за этим включении тока в
обмотку возбуждения, после чего он сам втягивается в синхронизм под действием
синхронизирующего момента, о котором сказано в последующем. Возникающие при этом
токи во многих случаях ни для машин, ни для сетей не представляют опасности.
Включение синхронных машин на параллельную работу по методу
самосинхронизации, подробно разработанному в Советском Союзе, в настоящее время
успешно применяется на многих электрических станциях.
129
4-7.. Параллельная работа генератора с сетью бесконечно
большой мощности
Будем считать, что машина подключена к сети очень большой мощности
(теоретически бесконечно большой) и что все изменения, которые происходят в машине,
не влияют на сеть: вектор напряжения сети все время остается постоянным и вращается
относительно неподвижной оси времени с одной и той же равномерной угловой частотой
ωс = 2πf. Такое допущение облегчает рассуждения и делает более ясными выводы.
Вопросы, относящиеся к параллельной работе синхронных машин, важно выяснить
прежде всего с их качественной стороны.
Ранее указывалось, что до включения синхронной машины на параллельную работу
практически невозможно добиться, чтобы частота ее напряжения была длительно равна
частоте напряжения сети; после же включения машина будет работать строго в такт,
синхронно с другими машинами, питающими сеть. В этом заключается характерное
свойство синхронной машины, которое и дало повод к ее названию.
Рассмотрим причины, которые заставляют синхронную машину работать синхронно с
другими такими же машинами при их параллельном включении.
Представим себе, что машина, после того как она приключена к сети, работает вначале
вхолостую, т. е. не отдает и не потребляет никакой активной мощности. Если наведенная
E
U
э.д.с. 0 машины точно равна и обратно направлена напряжению сети с , то в обмотке
статора не будет никакого тока (рис. 4-61).
U
E
Рис. 4-61. Векторы напряжения сети с и э.д.с. 0 при отсутствии тока в обмотке
статора.
Если теперь машина по какой-нибудь причине начнет вращаться быстрее, например
вследствие случайного увеличения момента первичного двигателя, то вектор
E 0
U
несколько сдвинется в сторону вращения векторов (рис. 4-62,а). Сдвиг фаз между с и
E 0
в этом случае уже не будет равен 180°. В цепи, состоящей из обмоток приключенной
машины и машин, уже работавших, будет действовать результирующая э.д.с. E . Она
создает в этой цепи ток I . Мы можем считать, что ток I зависит от синхронного
сопротивления хс только рассматриваемой машины, так как сопротивлением всех других
машин при очень большой их мощности можно пренебречь (мы здесь имеем в виду
ненасыщенную неявнополюсную машину, для которой, как отмечалось, можно принять:
xc=xd=xq):
E
I   j
.
xс
(4-66)
130
Рис. 4-62. Векторная диаграмма синхронной машины.
а — соответствующая увеличению вращающего момента первичного двигателя, б —
соответствующая уменьшению вращающего момента первичного двигателя.
Ток I будет практически отставать от E на 90°, так как активное сопротивление
цепи имеет ничтожное значение. Машина будет работать генератором и отдавать энергию
в сеть, так как E0Icos > 0. Токи статора, взаимодействуя с магнитным полем машины,
создают электромагнитный момент, направленный против вращения, т. е. тормозящий
момент, противодействующий стремлению машины вращаться быстрее.
Если машина начнет вращаться медленнее, то возникают токи (рис. 4-62,б), создающие
при взаимодействии с полем электромагнитный момент, направленный в сторону
вращения. Машина начнет работать двигателем, потребляя мощность из сети
E0Icos < 0.
Следовательно, при всяком случайном отклонении от синхронного вращения сейчас
же возникают в обмотке статора токи, которые восстанавливают синхронизм.
1. Электромагнитная мощность.
Для более подробного изучения свойств синхронной машины, работающей
параллельно с мощной сетью, найдем, от чего зависит ее электромагнитная мощность.
Обозначим эту мощность через Рэм. Для генератора она равна полной электрической
мощности обмотки статора, состоящей из электрической мощности Р = mUсоsφ,
отдаваемой генератором в сеть, и электрических потерь в обмотке тI2rа, т. е. Рэм = Р +
тI2rа.
Электромагнитная мощность Рэм передается статору через вращающееся поле. Она
получается в результате преобразования части механической мощности, подведенной к
валу генератора. Другая часть этой механической мощности расходуется на механические
и магнитные потери.
Пренебрежем электрическими потерями, в обмотке статора. Тогда будем иметь: Рэм =
Р. Упрощенная диаграмма синхронного генератора при Ira = 0 показана на рис. 4-63 (ср. с
рис. 4-27). Из этой диаграммы получаем, проектируя векторы напряжений на направление
I и умножая проекции на mI:
Pэм  mE0 I cos ψ  mUI cos   P
.
(4-67)
Согласно диаграмме в машине имеют место два магнитных потока (рис. 4-63),



сцепляющихся с обмоткой статора: поток 0 , созданный н.с. обмотки возбуждения Fв и


E

c ,созданный н.с. обмотки статора Fa и
индуктирующий э.д.с. 0 , и поток статора
обусловливающий синхронное индуктивное сопротивление обмотки статора хc.
131
Рис. 4-63. Диаграмма синхронного генератора
(к выводу уравнения дня электромагнитной мощности).
В действительности с обмоткой статора сцепляется только один результирующий


поток р , созданный совместным действием н. с. ротора и статора. Он наводит в обмотке
 
статора э.д.с. E  U , которая остается при параллельной работе с мощной сетью


неизменной. Следовательно, р также остается неизменным.
На рис. 4-63 показано, что при работе генератора с нагрузкой результирующий поток


р


E
отстает от потока 0 на угол θ, так же как U относительно 0 . Этому временному
сдвигу фаз соответствует такой же пространственный сдвиг между осью
результирующего поля машины и осью полюсов, т. е. между пространственными
векторами Fв и Fр (в общем случае при р парах полюсов пространственный угол меньше
временного в р раз; на рис. 4-63 р = 1).
Покажем, что угол θ определяет активную мощность синхронной машины, которая
будет наибольшей при θ = 90°, что является характерным свойством синхронной машины.
Зависимость
электромагнитной
мощности
Рэм
или
электромагнитного
P
M эм  эм
ω с от угла θ найдем при помощи диаграммы рис. 4-63.
момента
Из нее имеем:
AB U sin θ
cos ψ 

Ix c
Ix c .
(4-68)
Подставляя в (4-57) найденное значение cosφ, получим:
E
Pэм  mU 0 sin θ
xc
(4-69)
и соответственно
mU E0
M эм 
 sin θ
ω c xc
.
(4-70)
Из этого уравнения следует, что электромагнитный вращающий момент зависит от
угла θ, напряжения U, синхронного индуктивного сопротивления xс и от Е0, т. е. от
возбуждения Fв, причем хс и Е0 соответствуют здесь ненасыщенной машине.
Электромагнитный момент в синхронной машине действует всегда в направлении
уменьшения угла θ, т. е. стремится, поставить ротор так, чтобы ось полюсов совпадала с
осью поля.
На рис. 4-64 представлена кривая зависимости Pэм (или Мэм) от угла θ, которая
называется угловой характеристикой синхронной машины. При помощи этой
характеристики мы можем несколько подробнее исследовать работу синхронной машины,
имея в виду ее устойчивость, т. е. ее способность держаться в синхронизме.
132
Рис. 4-64. Зависимости Рэм, Мэм и Рс от угла θ.
Допустим, что машина работает генератором с номинальной нагрузкой Рэм.н (рис. 464). Соответственно этой нагрузке в машине создается электромагнитный момент
P
M эм.н  эм.н
ω с , который действует против вращения. Если вращающий момент,
приложенный к валу синхронного генератора со стороны первичного двигателя,
уравновешивается моментом сопротивления Мэм.н, то ротор машины вращается с
равномерной частотой. Если вращающий момент, приложенный к валу, возрастет на
малую величину и затем спадет до прежней величины, то ротор, получив толчок, забежит
несколько вперед; угол между осями результирующего поля и полюсов при этом
сделается равным θн +  θ, и соответственно электромагнитный момент будет равен:
Pэм.н  Pэм
ωс
(рис. 4-64).
Тормозящий момент генератора будет теперь больше момента, приложенного к валу,
Pэм
на величину ω с , поэтому ротор начнет тормозиться.
Равновесие между моментами первичного двигателя и генератора наступает не сразу.
Вследствие инерции вращающихся частей угол θ, уменьшаясь, станет меньше угла θ н, при
котором моменты равны. В этом случае тормозящий момент генератора будет меньше

ΔPэм
момента первичного двигателя. Разность между ними ω с (рис. 4-64) вызовет ускорение
ротора, угол θ начнет увеличиваться.
Таким образом, возникают колебания угла θ около значения θ н или, что то же,
колебания угловой частоты ротора около синхронной угловой частоты ω с. Эти колебания
обычно быстро затухают благодаря тормозящему действию токов, возникающих в
замкнутых цепях ротора, так как последний вращается при колебаниях то быстрее, то
медленнее поля.
В пределах изменения угла θ от 0 до 90° (чему соответствует жирно начерченная часть
синусоиды на рис. 4-64) работа генератора при малых возмущениях, т. е. при малых
отклонениях угла θ, будет устойчивой.
При значении θ = 90° получаются максимальная мощность
E
Pэм.м  mU 0
xc
(4-71)
и соответственно максимальный электромагнитный момент
mU E0
M эм.м 

ω c xc .
(4-72)
133
Мощность Рэм.м (или момент Мэм.м) определяют собой предел статической
устойчивости машины, т. е. ее способности сохранять синхронизм при малых
возмущениях режима работы. При постепенном (медленном) увеличении мощности от
нуля до Рэм.м, когда можно считать, что переход от одного установившегося процесса к
другому не сопровождается ни появлением токов в контурах ротора, ни приращением
кинетической энергии, работа машины будет устойчивой. При дальнейшем увеличении
мощности на валу машины сверх Рэм.м. она выпадет из синхронизма.
Работа генератора в области, соответствующей изменению угла θ от 90 o до 180°, не
может быть устойчивой. Если в этой области взять какую-либо точку, например А (рис. 464), то работа в этой точке соответствует неустойчивому равновесию. Практически не
может длительно существовать равенство вращающих моментов со стороны первичного
двигателя и со стороны генератора. Случайное нарушение этого равенства при работе в
точке А приведет или к переходу в область устойчивой работы, если тормозящий момент
генератора несколько превысит момент первичного двигателя, или к выпадению из
синхронизма, если вращающий момент первичного двигателя несколько возрастет. В
последнем случае при значении θ от 180° до 360° электромагнитный момент будет
направлен в ту же сторону, в какую направлен момент первичного двигателя, что будет
способствовать дальнейшему ускорению ротора. Когда ротор пройдет значение θ = 360°
(чему соответствует θ = 0), электромагнитный момент снова будет направлен против
момента первичного двигателя. Если теперь при изменении угла θ от нуля и далее
тормозящий момент сможет затормозить вращение ротора, чтобы при его движении не
было перехода через значение θ = 180°, то машина после колебаний будет устойчиво
работать в какой-либо точке угловой характеристики, соответствующей изменению θ от 0
до 90°.
2. Синхронизирующая мощность.
Работа синхронной машины будет устойчивой, если положительному
(отрицательному) приращению Δθ соответствует положительное (отрицательное)
Pэм
θ > 0.
приращение
электромагнитной
мощности
ΔPэм,
т.
е.
если
Pэм
Отношение θ характеризует степень нарастания электромагнитной мощности при
изменении угла θ. Точнее эту степень можно характеризовать первой производной от
электромагнитной мощности по углу θ, т. е. величиной, Вт/рад,
dP
E
Pc  эм  mU 0 cos θ
dθ
xc
.
(4-73)
Величину Рс будем называть удельной синхронизирующей мощностью. Называют ее
также коэффициентом синхронизирующей мощности. Можно допустить, что величина Pс
dPэм
= dθ остается постоянной в пределах небольших изменений угла θ (на Δθ и θ ), с
которыми обычно приходится иметь дело. Тогда получим:
dP
Pэм  эм θ  Pc θ
dθ
.
(4-74)
Вхождение машины в синхронизм зависит от мощности ΔPэм, замедляющей вращение

ротора при θ + Δθ, или мощности Pэм , ускоряющей его вращение при θ - Δθ. Она,
очевидно, равна, если пренебречь потерями, разности мощностей, отдаваемой в сеть и на
валу машины.
134

Величину ΔРэм (или Pэм ) будем называть синхронизирующей мощностью.
Возникновение синхронизирующей мощности при отклонении ротора от синхронного
хода обусловливает как бы упругую, эластичную связь машины с сетью.
Зависимость Рс от угла θ представлена пунктирной кривой на рис. 4-64. Она
показывает, что при θ > 90° машина не может держаться в синхронизме. Обычно машина
работает далеко от предела устойчивости. Угол θн при номинальной мощности редко
превышает 20  30°.
Согласно (4-71) Рэм.м зависит от U и Е0. Следовательно, при уменьшении напряжения
или возбуждения максимальная, мощность также уменьшается и машина будет работать
ближе к пределу статической устойчивости.
3. Изменение возбуждения. V-oбразные кривые.
Рассмотрим параллельную работу генератора с сетью очень большой мощности при
изменении тока в его обмотке возбуждения.
Допустим, что после включения генератора на параллельную работу он работает
E
U
вхолостую и его э.д.с 0 уравновешивает напряжение сети c ; тогда в его статорной
обмотке не будет никакого тока. Если теперь увеличить ток в обмотке возбуждения
U
E
(перевозбудить машину), то напряжение сети c не будет уравновешивать э.д.с. 0 ,
E  U c  E 0
появится избыток э.д.с.
(рис. 4-65).
Избыточная э.д.с. E вызовет ток в обмотках всех параллельно работающих машин.
E
Ip   j
xc , так как сопротивлением. Обмоток всех других
Его можно принять равным
машин можно пренебречь, как и активным сопротивлением рассматриваемой машины.
Угол θ при этом не изменится (θ = 0).
I
Ток р есть реактивный ток. Он будет отставать от E , а следовательно, и от
π
напряжения генератора Uг на 2 , как это показано на рис. 4-65. Этот ток будет тем
больше, чем больше машина перевозбуждена и чем меньше сопротивление xc.
Рис. 4-65. Перевозбуждение машины.
U
При уменьшении тока возбуждения (при недовозбуждении) напряжение сети c будет
больше э.д.с. (рис. 4-66). Следовательно, в цепи обмоток параллельно работающих машин

   j E
I
р
E  U c  E c
xc ,
будет действовать э.д.с.
, которая также создает реактивный ток
π
но теперь этот ток будет опережать напряжение генератора на 2 , как показано на рис. 466.
135
Рис. 4-66. Недовозбуждение машины.
К тому же самому мы придем, если учтем выводы, полученные нами из рассмотрения
реакции якоря в синхронном генераторе (§ 4-3,а).
Так как результирующий поток в машине, как мы выяснили, при Uc = const должен
быть постоянным, то при перевозбуждении реакция якоря должна быть
размагничивающей. Такую реакцию якоря в генераторе создает отстающий ток.
Следовательно, при перевозбуждении генератор работает с отстающим током.
При недовозбуждении для сохранения результирующего потока неизменным реакция
якоря должна быть намагничивающей. А такую реакцию якоря создает опережающий ток.
Следовательно, при недовозбуждении генератор работает с опережающим током.
То же самое будем иметь при изменении возбуждения генератора, работающего с
нагрузкой.
На рис. 4-67 представлена диаграмма генератора, работающего с различными токами
и cos φ, но при постоянном напряжении и постоянной мощности, отдаваемой в сеть.
Рис. 4-67. Диаграммы генератора при различных возбуждениях (при U = const и Р =
const).
E
Рассмотрим сначала работу генератора стоком I и cos φ = l. Проекция 0 на линию 0А,

E sin θ
перпендикулярную к U , равна 0
. Следовательно, эта проекция при постоянных
напряжении U и синхронном сопротивлении хс может служить мерой мощности машины,
E
P  Pэм  mU 0 sin θ
xc
равной
.
Если при постоянной мощности (Р = Рэм = const) изменить возбуждение, то изменится
э.д.с. Е0, но ее проекция на линию, перпендикулярную к U, при этом должна остаться
E
неизменной. Таким образом, при изменении возбуждения конец вектора э.д.с. 0 будет
скользить по прямой АВ.

Из рис. 4-67 следует, что при перевозбуждении ( E0  E0 ) генератор работает с

отстающим током, а при недовозбуждении E0  E0 ) — с опережающим током.
136
π
jIxc
Ток I всегда направлен под углом 2 к
. Конец вектора I при изменении
возбуждения будет скользить по прямой CD, так как активная составляющая тока cos φ =
const.
Переход от одного установившегося режима к другому при изменении возбуждения
протекает следующим образом (рис. 4-67). Допустим, например, что э.д.с. E0

увеличивается до E0 . Угол θ не может измениться столь же быстро до θ' вследствие
инерции вращающихся частей. Увеличение Е0 при том же значении угла θ вызовет
увеличение электромагнитной мощности, которая в течение некоторого промежутка
времени будет больше мощности на валу. Поэтому ротор должен замедлить свое
вращение. Угол θ при этом должен уменьшаться. После нескольких затухающих

колебаний получается установившийся режим работы при новых значениях E0 и θ', при
которых электромагнитная мощность снова соответствует мощности на валу.
В течение переходного процесса, связанного с небольшим изменением угловой
частоты ротора, регуляторы частоты первичных двигателей обычно не успевают
подействовать, так как их чувствительность относительно невелика.
Следовательно, изменение возбуждения вызовет лишь изменение реактивной
составляющей тока.
Для изменения активной составляющей тока или активной мощности, отдаваемой в
сеть, необходимо изменить мощность, создаваемую первичным двигателем. Например,
для увеличения мощности с Р до Р' нужно соответственно увеличить мощность на валу
E
машины. Тогда вектор Е0 0 при изменении возбуждения будет скользить по линии А'В'

(рис. 4-67). Линии AВ, А'В', параллельные вектору U , называются линиями постоянной
мощности синхронного генератора.
Опытным путем можно найти зависимости тока статора от тока возбуждения I = f(Iв)
при U = const и Р = const. Соответствующие кривые для различных значений Р показаны
на рис. 4-68.
Рис. 4-68. V-образные кривые генератора.
Вследствие их сходства с латинской буквой V они называются V-образными кривыми.
На рис. 4-68 видно, что для каждой мощности существует такое возбуждение, при
котором ток статора синхронного генератора будет минимальным. Этому току
соответствует cosφ = l. На рис. 4-68 кривая минимальных токов показана пунктиром. Она,
очевидно, представляет собой регулировочную характеристику при cosφ = l.
V-образные кривые могут быть также найдены при помощи векторных диаграмм, для
построения которых должны быть известны характеристика холостого хода и параметры
машины.
4-8. Синхронный двигатель
а) Переход машины от работы генератором к работе двигателем.
Если мощность на валу синхронной машины, работающей генератором параллельна с
другими синхронными машинами, уменьшать, то угол θ будет также уменьшаться. При
137
мощности на валу, равной нулю, угол θ также равен нулю (если пренебречь потерями в
машине). В этом случае э.д.с. машины прямо противоположна напряжению сети.
E
Если создать на валу машины тормозящий момент, то вектор э.д.с. 0 будет отставать

от вектора напряжения U . Будем в этом случае считать угол θ отрицательным. На рис. 473 показана векторная диаграмма машины при работе генератором, а на рис. 4-74 при
работе двигателем.
Рис. 4-73. Диаграмма генератора.
Рис. 4-74. Диаграмма двигателя.
Из рис. 4-73 и 4-74 следует, что при переходе машины от работы генератором к работе
двигателем фаза тока изменяется почти на 180° в соответствии с изменением
U c  E 0
результирующего напряжения
, действующего в цепи машины. Мощность,
mU ( д ) I cos 
отдаваемая в сеть при работе машины двигателем, будет отрицательной:
,а
мощность, потребляемая из сети, — положительной: mU c I cos c  0 .
Синхронная машина при работе двигателем будет, так же как и при работе
генератором, держаться в синхронизме. Зависимость между мощностью двигателя и
углом θ, как показано в дальнейшем, не отличается, если пренебречь потерями, от той же
зависимости для генератора.
б) Векторные диаграммы синхронного двигателя.
Векторные диаграммы двигателя аналогичны векторным диаграммам генератора.
Диаграммы приходится строить при определении н.с. Fв (или тока Iв) обмотки
возбуждения двигателя, работающего при заданных напряжении сети Uс, токе I и cos φ. В
этом случае при построении диаграмм, так же как и для генератора, должны быть
известны параметры, характеристика холостого хода и обмоточные данные машины.
Диаграммы двигателя используются также при исследовании его рабочих свойств.
138
В зависимости от типа конструкции ротора двигателя обращаются к диаграммам или
явнополюсной, или неявнополюсной машины. Для приближенного исследования можно
также использовать упрощенные диаграммы.
На рис. 4-75 представлена диаграмма явнополюсного синхронного двигателя,
работающего с опережающим током. Здесь фаза тока определяется относительно фазы
напряжения сети.
.
Рис. 4-75. Диаграмма явнополюсного двигателя, работающего с опережающим током.
Справа на рис. 4-75 показаны векторы составляющих приложенного к двигателю
напряжения, компенсирующих падения напряжения или уравновешивающих
соответствующие э.д.с. в обмотке статора; слева показаны векторы этих э.д.с. Их
построение производится так же, как для генератора, и должно быть понятно без особых
пояснений. При практическом построении диаграммы ограничиваются построением лишь
правой ее части. На рис. 4-76 представлена диаграмма явнополюсного двигателя,
работающего с отстающим током. В этой диаграмме, как и в дальнейших, индекс с у
вектора напряжения опущен.
Рис. 4-76. Диаграмма явнополюсного двигателя, работающего с отстающим током.
На рис. 4-75 и 4-76 видно, что реакция в синхронном двигателе при опережающем токе

E
F
является размагничивающей ( ad направлена против Fв и соответственно ad против

E 0
F
), а при отстающем токе — намагничивающей ( ad совпадает по направлению с Fв ,
F
E
как и ad с 0 ).
Это не противоречит выводам, полученным при рассмотрении реакции якоря
генератора (см. § 4-3,а). Действительно, на рис. 4-75 видно, что синхронный двигатель,
I
работающий с опережающим током, имеет продольную составляющую тока d ,
E
отстающую от э.д.с. 0 , что соответствует работе генератора с отстающим током. Из рис.
4-76 вытекает, что работа двигателя с отстающим током соответствует работе генератора
I
с опережающим током, так как в обоих случаях вектор d будет опережающим по
E
отношению к вектору 0 .
Мы здесь не будем приводить диаграммы неявнополюсного двигателя. Их построение
производится в том же порядке, что и для неявнополюсного генератора.
139
д) Пуск в ход синхронного двигателя.
Синхронные двигатели долгое время находили себе применение лишь в редких
случаях вследствие тех затруднений, которые создавались при пуске их в ход.
Электромагнитный вращающий момент Мэм будет все время направлен в одну сторону
только при синхронной частоте вращения ротора. Если же двигатель подключить к сети
переменного тока, когда его ротор неподвижен, а в обмотке возбуждения имеется
постоянный ток, то электромагнитный момент, получающийся от взаимодействия
неподвижного поля полюсов и перемещающихся с синхронной частотой по окружности
статора токов, будет в течение периода дважды изменять свое направление (над северным,
например, полюсом ротора будут иметь место токи то одного направления, то, спустя
полпериода, другого направления). Двигатель не придет во вращение, так как
электромагнитный момент не сможет в течение полпериода разогнать ротор до
синхронной частоты из-за его инерции.
Следовательно, для того чтобы электромагнитный вращающий момент в синхронном
двигателе был направлен все время в одну сторону, необходимо до подключения
синхронного двигателя к сети раскрутить его каким-нибудь посторонним двигателем до
синхронной частоты вращения. После этого включение рубильника или масляного
выключателя должно быть произведено в определенный момент времени, который
устанавливается при помощи синхроноскопа. Способы включения здесь те же, что и для
генератора.
Пуск синхронного двигателя при помощи постороннего двигателя, называемого
разгонным или пусковым, обладает рядом крупных недостатков, которые и
препятствовали широкому распространению синхронных двигателей.
При помощи разгонного двигателя, мощность которого обычно составляла 5  15% от
номинальной мощности синхронного двигателя, последний можно было пускать только
при малой нагрузке на валу. Установка к тому же получалась громоздкой и
неэкономичной.
В качестве разгонного двигателя обычно использовался асинхронный двигатель с
числом полюсов на два меньшим, чем число полюсов синхронного двигателя.
В настоящее время пуск в ход при помощи разгонного двигателя на практике почти не
применяется; он иногда находит себе применение главным образом для мощных
синхронных компенсаторов (см. § 4-8,ж).
В последние годы почти во всех случаях практики применяется так называемый
асинхронный пуск в ход. Синхронный двигатель при этом пускается как асинхронный.
Его ротор должен быть снабжен специальной пусковой обмоткой, выполняемой так же,
как продольно-поперечная успокоительная обмотка (рис. 4-46). Она мало отличается от
короткозамкнутой обмотки ротора асинхронного двигателя. Стержни пусковой обмотки
закладываются в пазы полюсных наконечников и соединяются на торцах пластинами,
образующими короткозамыкающие кольца (рис. 4-81). Вместо пусковой клетки иногда
используются массивные полюсные наконечники, которые на торцах также должны быть
соединены пластинами.
Рис. 4-81. Ротор синхронного двигателя с пусковой (успокоительной) обмоткой
140
Принципиальная схема асинхронного пуска в ход синхронного двигателя приведена на
рис. 4-82.
Рис. 4-82. Схема синхронного двигателя (при асинхронном пуске в ходе).
После включения двигателя в нем образуется вращающееся поле. Взаимодействие его
с токами, наведенными в пусковой клетке, создает вращающий момент, так же как в
короткозамкнутом асинхронном двигателе.
Обмотка возбуждения при этом должна быть замкнута, так как в противном случае в
ней наводилась бы вращающимся полем большая э.д.с., опасная не только для изоляции
обмотки, но и для обслуживающего персонала. Ее замыкают для увеличения пускового
момента на сопротивление, приблизительно в 8  12 раз большее сопротивления самой
обмотки возбуждения (переключатель на рис. 4-82 должен быть включен вверх). (При
отсутствии пусковой клетки и при замкнутой накоротко обмотке возбуждения
наблюдается "явление одноосного включения" (см. § 3-21,д).)
Синхронный двигатель, вращаясь как асинхронный, доходит почти до синхронной
частоты. Получающееся при этом скольжение зависит от нагрузки на валу и от
параметров электрических цепей ротора. Вхождение в синхронизм достигается после
включения постоянного тока в обмотку возбуждения под действием возникающего при
этом синхронизирующего момента (переключатель на рис. 4-82 должен быть включен
вниз).
При асинхронном пуске в ход синхронных двигателей они обычно непосредственно
подключаются к сети, если мощность сети достаточно велика и для нее допустимы
большие пусковые токи, которые достигают в начале пуска 56-кратных значений по
сравнению с номинальными. Если же необходимо уменьшить пусковые токи, то пуск
производится при пониженном напряжении, так же как мощных асинхронных
короткозамкнутых двигателей.
Здесь также применяется пуск при переключении обмотки статора со звезды на
треугольник, что дает уменьшение фазного напряжения при пуске в 3 раз, а линейного
тока — примерно в 3 раза. Чаше для понижения напряжения при пуске используется
автотрансформатор
или
реактор
(реактивная
катушка).
Соответствующие
принципиальные схемы пуска представлены на рис 4-83.
141
Рис. 4-83. Схема пуска синхронного двигателя при пониженном напряжении.
а — автотрансформаторный пуск; б — реакторный пуск.
Автотрансформаторный пуск производится по схеме рис. 4-83,а, причем порядок
пусковых операций следующий: замыкается выключатель В3, соединяющий обмотки
автотрансформатора AT в звезду; затем замыкается выключатель В1; по достижении
двигателем некоторой определенной частоты вращения выключатель В3 размыкается и
автотрансформатор превращается в реактивную катушку; наконец, замыкается
выключатель В2, и двигатель получает полное напряжение, после чего включается
постоянный ток в обмотку возбуждения и двигатель входит в синхронизм.
Реакторный пуск производится по схеме рис. 4-83,б. Порядок пусковых операций в
этом случае следующий: на первой стадии пуска замыкается выключатель В1; затем по
достижении определенной частоты вращения замыкается выключатель В2 и к двигателю
подается полное напряжение; после этого включается постоянный ток в обмотку
возбуждения и двигатель входит в синхронизм.
Автотрансформаторный пуск является трехступенчатым пуском. На первой ступени
к двигателю подводится напряжение U2, равное 40  60% номинального напряжения
Uн; на второй ступени, когда автотрансформатор используется как реактор, к двигателю
подводится напряжение, составляющее 70  80% номинального. Пусковые токи,
получаемые из сети в начале пуска, здесь уменьшаются, как показано ниже,
пропорционально квадрату напряжения.
Начальный пусковой ток в обмотке статора уменьшается пропорционально
напряжению. Если при полном напряжении Uн на обмотке статора начальный пусковой
U
  I нач 2
I нач
U н . Ток из сети I — ток
ток равен I , то при напряжении U он равен
нач
2
с
U2
первичной обмотки автотрансформатора, имеющего коэффициент трансформации U н ;
U
U
  ( 2 ) 2 I нач
I с  2 I нач
Uн
Uн
следовательно,
, т. е. ток сети пропорционален квадрату
напряжения, так же как начальный вращающий момент, развиваемый двигателем.
При реакторном пуске ток сети Iс, поступающий в двигатель в начале пуска,
пропорционален напряжению, тогда как начальный вращающий момент
пропорционален квадрату напряжения. В этом — недостаток реакторного пуска по
сравнению с автотрансформаторным. Однако к его преимуществам нужно отнести
большую простоту схемы, меньшее количество необходимой аппаратуры. Поэтому при
питании двигателей от достаточно мощных подстанций, когда допустимы большие
пусковые токи, следует предпочесть более простой и дешевый реакторный пуск.
е) Рабочие характеристики синхронного двигателя.
На рис. 4-84 представлены рабочие характеристики синхронного двигателя,
полученные при постоянных напряжении и частоте сети и при постоянном
142
возбуждении. По оси абсцисс здесь отложена полезная мощность Р2 (мощность на
валу).
Рис. 4-84. Рабочие характеристики синхронного двигателя.
Если при холостом ходе установлен соs φ = 1, то при увеличении нагрузки он будет
уменьшаться, что должно быть ясно из рассмотрения V-образных кривых двигателя
(рис. 4-80) и их построения (рис. 4-79).
Подведенная мощность P1, больше мощности на валу Р2 на величину потерь в
P
η  1P1 в зависимости от Р
двигателе ∑P. Коэффициент полезного действия
2
изображается кривой, обычной для электрических машин.
На рис. 4-85 изображены кривые, показывающие, как изменяется cos φ с нагрузкой
при различных значениях возбуждения. Кривая 1 аналогична кривой cos φ на рис. 4-84.
Кривая 2относится к случаю, когда cos φ установлен равным единице при номинальной
нагрузке. Эта кривая показывает, что cos φ при уменьшении нагрузки также
уменьшается, но он будет соответствовать опережающему току, потребляемому
двигателем из сети. Кривая 3 соответствует току возбуждения, который дает cos φ = l
при Р2 = 0,5Р2н.
Рис. 4-85. Зависимость cos φ от нагрузки при различных возбуждениях.
Двигатели обычно рассчитываются для работы при номинальной нагрузке с cos φ =
0.9, соответствующим опережающему току. В этом случае машина будет служить не
только в качестве двигателя, но и для улучшения cos φ всей электрической установки.
Применение нормальных синхронных двигателей только для улучшения cos φ (для
работы в режиме компенсатора) в обычных случаях нецелесообразно, так как при такой
работе и при допустимом (номинальном) токе возбуждения ток статора получается
меньше номинального и, следовательно, машина не полностью используется.
Синхронные двигатели обычно выполняются с возбудителем, посаженным на один с
ними вал. Поэтому при малых мощностях они менее выгодны, чем асинхронные
двигатели. Но, начиная со 100 кВт, а при низких частотах вращения и с меньшей
мощности, синхронные двигатели в ряде случаев следует предпочесть асинхронным
двигателям. Применение в системах возбуждения полупроводниковых выпрямителей
вместо машинных возбудителей позволяет получить достаточно экономичные
синхронные двигатели и при сравнительно небольших мощностях.
143
Основное преимущества синхронного двигателя, как уже отмечалось, его высокий
cosφ. Это преимущество приводит не только к повышению использования всей
электрической установки, но и к уменьшению размеров синхронного двигателя по
сравнению с асинхронным (при прочих равных условиях). Последнее объясняется тем,
что размеры электрической машины определяются ее кажущейся мощностью, a не
активной. Кажущаяся мощность синхронного двигателя при созφ = 1 меньше, чем
асинхронного, в отношении 1 : cos φ. Это особенно заметно при сравнении тихоходных
двигателей, так как cos φа тихоходного асинхронного двигателя имеет относительно
небольшое значение.
Из других важных преимуществ синхронного двигателя отметим здесь возможность
получить большой максимальный момент Мэм.м за счет увеличения воздушного зазора, так
как при этом уменьшается синхронное сопротивление xd. Увеличение максимального
вращающего момента асинхронного двигателя за счет увеличения воздушного зазора
привело бы к значительному ухудшению его cos φ. К тому же максимальный вращающий
момент синхронного двигателя зависит от напряжения в первой степени, тогда как тот же
момент асинхронного двигателя пропорционален квадрату напряжения.
ж) Синхронный компенсатор.
Как указывалось, синхронный компенсатор представляет собой синхронный
двигатель, работающий без нагрузки на валу и предназначенный для компенсации сдвига
фаз тока и напряжения или для регулирования напряжения в конце и в промежуточных
точках линии электропередачи. Последнее достигается путем регулирования тока
возбуждения синхронного компенсатора, что приводит к изменению реактивной
составляющей тока линии электропередачи. Обычно синхронный компенсатор работает с
перевозбуждением, потребляя из сети опережающий ток, как конденсатор. Поэтому его
иногда называют синхронным конденсатором.
Пуск в ход синхронного компенсатора осуществляется при помощи разгонного
двигателя, причем включение его в сеть на подстанциях Советского Союза довольно часто
производится по методу самосинхронизации. В последние годы широко применяется
также асинхронный пуск в ход при пониженном напряжении.
Заводами Советского Союза изготавливаются синхронные компенсаторы мощностью
от 1000 до 75000 кВА.
Их номинальная мощность соответствует режиму работы с опережающим напряжение
током (практически на 90°). Ток возбуждения при этом режиме работы является
номинальным током возбуждения. Для его уменьшения синхронные компенсаторы
обычно выполняются с меньшим воздушным зазором, чем синхронные двигатели.
Вследствие этого их синхронное сопротивление по продольной оси xd* [д. е.] нередко
достигает значений 2  2,2.
4-9. Распределение активной и реактивной мощностей
между параллельно работающими машинами
На основании изложенного в предыдущих параграфах можно сделать следующие
выводы, касающиеся распределения активных и реактивных мощностей при параллельной
работе синхронных машин в генераторном и двигательном режимах.
Общая нагрузка параллельно работающих синхронных генераторов вполне

определяется двумя векторами: вектором напряжения U и вектором тока I . Если даны
эти два вектора, то мы можем найти активную и реактивную мощности, составляющие
нагрузку.
Распределение активной мощности между параллельно работающими синхронными
генераторами производится путем воздействия на регуляторы частоты вращения их
первичных двигателей. Воздействие на регуляторы скорости вызывает изменение
количества пара, воды или горючего, поступающего в первичный двигатель. При этом
будет изменяться вращающий момент, развиваемый первичным двигателем, а
144

E
следовательно, и угол θ между векторами U и 0 , что, как известно, вызывает изменение
активной мощности синхронной машины.
На электрических станциях применяются автоматические регуляторы частоты
вращения первичных двигателей. Для того чтобы распределение нагрузки между
параллельно работающими генераторами соответствовало их номинальным мощностям,
нужно правильно подобрать характеристики [п = f(P)] автоматических регуляторов.
Распределение реактивной мощности между параллельно работающими синхронными
машинами производится путем воздействия на возбуждение этих машин.
Синхронный генератор при перевозбуждении отдает в сеть отстающий реактивный
ток, а при недовозбуждении отдает опережающий реактивный ток. В генераторе фаза тока
определяется относительно напряжения, действующего на зажимах обмотки статора.
Синхронный двигатель при перевозбуждении потребляет опережающий реактивный
ток, а при недовозбуждении потребляет отстающий реактивный ток. Здесь фаза тока
определяется относительно напряжения сети, которое принимается направленным прямо
противоположно напряжению на зажимах машины в режиме генератора. Так как
потребление отстающего реактивного тока эквивалентно отдаче в сеть опережающего
тока и наоборот, то можно считать, что перевозбужденная синхронная машина
независимо от того, работает ли она генератором или двигателем, отдает в сеть
отстающую реактивную мощность, а недовозбужденная синхронная машина — генератор
или двигатель — потребляет из сети отстающую реактивную мощность.
Перевозбужденная синхронная машина может поэтому рассматриваться как емкость, а
недовозбужденная синхронная машина — как индуктивность, включенная в сеть.
Понятия «перевозбуждение» и «недовозбуждение» синхронных машин вполне
определяют их работу в отношении фазы реактивного тока.
На современных электрических станциях синхронные машины снабжаются
автоматическими быстродействующими регуляторами напряжения, которые в то же время
обусловливают автоматическое
4-12. Качания синхронной машины
Как было установлено, при всяком изменении нагрузки изменяется угол и между

E
векторами напряжения U и э.д.с. 0 , так как каждой нагрузке соответствует свой угол .
Если машины работают параллельно, то при переходе любой из машин от одной нагрузки
к другой угол в обычно устанавливается не сразу, а после нескольких колебаний около
конечного своего значения.
Допустим, что генератор работает с сетью очень большой мощности и что момент,
приложенный к его валу со стороны первичного двигателя, резко возрос от значения М1,
до значения М2 и в дальнейшем остался неизменным. Угловая частота вращения ротора ω,
а следовательно, и угол θ начнут при этом возрастать. При изменении ω и θ возникнут
момент сил инерции и синхронизирующий момент, которые, как будет показано,
действуют в противоположные стороны. Вследствие этого процесс изменения угла θ от
установившегося значения θ1, соответствующего моменту М1, до установившегося
значения θ2, соответствующего моменту М2, носит колебательный характер, причем
обычно колебания быстро затухают (рис 4-90).
145
Рис. 4-90. Колебания угла θ и частоты ω при резком изменении нагрузки синхронной
машины.
Частоту вращения машины ω мы можем представить как сумму двух частот вращения
— постоянной синхронной ωс и переменной ωt: ω = ωс + ωt.
Рассмотренные колебания называются собственными или свободными Следовательно,
синхронная машина вместе с другими машинами, работающими с ней параллельно,
представляет собой систему, способную к собственным колебаниям, что является наряду с
указанными ранее характерным свойством синхронной машины.
Помимо собственных колебаний синхронная машина может испытывать также
вынужденные колебания, если внешний момент, приложенный к ее валу, периодически
изменяется. Такие условия для синхронного генератора получаются, если первичным
двигателем служит поршневая машина (паровая машина или двигатель внутреннего
сгорания). Для синхронного двигателя те же условия возникают при нагрузке его,
например, на поршневой насос или компрессор.
Периодически изменяющийся момент на валу синхронной машины нарушает
нормальные условия ее работы, а в некоторых случаях может сделать эту работу
невозможной.
В последующем мы будем рассматривать качания синхронной машины
применительно к синхронному генератору, однако полученные при этом выводы могут
быть отнесены в равной мере и к качаниям синхронного двигателя.
а) Вращающие моменты, действующие на ротор синхронной машины при ее
качаниях.
Вначале рассмотрим параллельную работу синхронного генератора с сетью
бесконечно большой мощности при периодически изменяющемся моменте на его валу.
Предположим, что генератор приводится во вращение каким-нибудь поршневым
двигателем, например одноцилиндровым четырехтактным дизелем. Кривая зависимости
вращающего момента такого двигателя от угла поворота в геометрических
(механических) градусах показана на рис 4-91.
Рис. 4-91. Кривая вращающего момента одноцилиндрового четырехтактного дизеля.
Как видно, вращающий момент во времени периодически изменяется (период
изменения равен времени, в течение которого двигатель сделает два оборота) Его можно
представить в виде среднего момента М0, определяющего нагрузку синхронного
генератора, и накладывающегося на него переменного момента Мк:
146
М = М0 + Мк.
Момент Мк будем называть "избыточным" или "качательным".
Избыточный момент обусловливает вынужденные колебания синхронной машины. Он
представляет собой периодическую функцию времени, среднее значение которой равно
нулю. Разложим его в гармонический ряд и представим в следующем виде:
M к  M ν cos( νω c  ψ ν ) ,
(4-90)
где Мν — амплитуда ν-й гармоники избыточного момента;
ψν — ее фазный угол;
v — порядок гармоники или число импульсов вращающего момента за один оборот;
2 πn
ωc 
60 — средняя (синхронная) механическая угловая частота.
Постоянный момент М0 соответствует постоянной мощности ωсМ0, а следовательно,

E 0
постоянному углу θ0 между векторами U и
. Переменный момент Мк создает
механические колебания ротора (и его полюсов), которые вызовут колебания вектора

E 0
относительно вектора U напряжения сети (рис. 4-92), что в свою очередь вызовет
колебания тока и мощности синхронного генератора.

E
Рис. 4-92. Колебания вектора 0 относительно вектора U .
Если в частном случае принять, что вращающий момент, приложенный к валу
генератора со стороны первичного двигателя, постоянен и равен М0, т е среднему
значению рассмотренного ранее момента, то, очевидно, частота вращения ротора будет
постоянной и никаких колебаний ее не будет В этом случае вращающий момент
первичного двигателя будет уравновешиваться, если пренебречь потерями, только
электромагнитным моментом генератора;
M 0  M эм 0
или
E
1
M 0  M эм 0  
mU 0 sin θ
ωс
xd
.
(4-91)
При колебаниях угловой частоты ротора, вызванных периодически изменяющимся
вращающим моментом первичного двигателя, на вал генератора будут действовать
следующие вращающие моменты.
1. Момент со стороны первичного двигателя
ν
M  M 0  M к  M 0   M ν cos( νω c t  ψ )
1
.
(4-92)
2. Электромагнитный момент
E
E
1
1
M эм  mU 0 sin θ 
mU 0 sin( θ c  θ)
ω
xd
ωc  ωt
xd
.
Так как угловая частота колебания ωt мала по сравнению с синхронной угловой
частотой ωс, то можем написать:
E
E
1
1
M эм 
mU 0 sin θ 0 cos θ 
mU 0 cos θ 0 sin θ
ωс
xd
ωc
xd
.
147
Имея в виду малые колебания, т. е малое значение угла колебания или отклонения θ'.
можно принять, что cos θ'  1 и sin θ'  θ', и считать приближенно электромагнитный
момент, кГ·м,
E
E
0,102
0,102
M эм 
mU 0 sin θ 0  (
mU 0 cos θ 0 )θ  M эм0  M с θ
ωc
xd
ωc
xd
,
(4-93)
где Мс — удельный, а Мcθ' — полный синхронизирующие моменты
3. Момент сил инерции всех вращающихся частей агрегата (первичного двигателя и
генератора) может быть найден следующим образом.
Обозначим через J момент инерции вращающихся частей агрегата, тогда кинетическая
энергия, запасенная этими частями, будет равна:
(ω  ω t ) 2
A J c
2
.
Взяв первую производную энергии А по времени и разделив ее на угловую частоту ωс
+ ωt, найдем искомый момент сил инерции
dωt
1
dA
MJ 

J
ω c  ωt dt
dt .
(4-94)
Механическая угловая частота колебания при р парах полюсов машины равна:
1 dθ 
ωt  
p dt .
(4-95)
Из (4-94) и (4-95) получаем:
J d 2 θ
MJ   2
p dt .
(4-96)
4. Успокоительный момент, создаваемый в результате взаимодействия поля и токов,
наведенных им в успокоительной обмотке, уменьшает механические колебания ротора,
что и дало повод назвать короткозамкнутую обмотку на роторе успокоительной. Она при
качаниях вместе с ротором вращается то быстрее, то медленнее поля, следовательно,
относительно поля имеет то отрицательное, то положительное скольжение. Это
переменное скольжение
ω  (ω c  ωt )
ω
1 dθ
s c
 t 

ωc
ωc
pω c dt .
(4-97)
Успокоительный момент, называемый также асинхронным, при малых скольжениях
приближенно можно считать пропорциональным скольжению:
dθ 
MD  D
dt ,
(4-98)
где D — коэффициент пропорциональности, кг·м·с.
Таким образом, уравнение вращающих моментов, действующих на ротор синхронной
машины при ее качаниях, получается в следующем виде:
M J  M D  M эм 0  M с θ  M 0  M к  0
.
(4-99)
Так как в этом уравнении Мэм0 = -M0, то, подставляя в него найденные выражения для
отдельных моментов, получим:
ν
J d 2 θ
dθ
 2 D
 M c θ  - M ν cos( νω c t  ψ ν )
p dt
dt
1
.
(4-100)
Решение полученного линейного дифференциального уравнения, коэффициенты
которого принимаются постоянными, как известно, не представляет затруднений. С
формальной стороны оно ничем не отличается от дифференциального уравнения
колебательного процесса чисто механической системы, в которой роль
148
синхронизирующего момента играет момент упругой силы какой-либо пружины, а роль
момента успокоительной обмотки — момент сил трения, или, например, процесса в
электрическом колебательном контуре, состоящем из индуктивности, емкости и
сопротивления.
Если известна кривая избыточного момента, которая находится по индикаторной
диаграмме поршневого двигателя, то можно определить ее гармоники. Решая уравнение
(4-100), можно найти углы отклонения при качаниях, обусловленные каждой из этих
гармоник, а затем, просуммировав их, найти результирующий угол отклонения.
б) Колебания ротора под действием периодически изменяющегося момента на его
валу.
θ
Найдем изменение углового отклонения ν , вызванного -й гармоникой избыточного
момента. Для этого уравнение (4-100) напишем в следующем виде:
dθ
J d 2 θν
 2  D ν  M c θν  M ν cos( νω c t  ψ ν )
p dt
dt
.
(4-101)
Решением этого уравнения при установившихся колебаниях будет синусоидальная
функция времени, которую мы можем представить в виде временного вектора
θ м ν  θм  e j ( ν ωct ψν ν )
.
(4-102)
θ
где м ν — амплитуда углового отклонения, вызванного ν-й гармоникой избыточного
момента Мν;
θ 
φν — сдвиг по фазе Мν и м ν .
Следовательно, уравнение (4-101) можно написать в векторной форме:
J
 ( νω с ) 2 θ м ν  jνω с Dθ м ν  M c θ м ν   M ν
p
(4-103)
или соответственно
M J ν  M D ν  M c θ м ν  M ν
.
(4-104)
Согласно (4-104) и (4-103) на рис. 4-93 построена векторная диаграмма моментов.
(Пунктирный вектор — есть вектор мощности, колеблющейся с частотой νωc. Амплитуда
9,81ω c M D ν  M c θ м ν
этой мощности равна:
.)
Рис. 4-93. Векторная диаграмма моментов.
Из нее находим амплитуду углового отклонения
Mν
θм ν 
νω J M
νω c D 2  ( c  c ) 2
p
νω c
.
(4-105)
Если частота νωс колебания ν-й гармоники удовлетворяет равенству
νω c J M c

0
p
νω c
,
(4-106)
то амплитуда
θ м ν
может достичь весьма большого значения, особенно при малом D:
149
θм ν 
Mν
νω c D .
(4-107)
Частота колебаний, найденная из (4-106),
Mc p
( νω c ) p 
J
(4-108)
есть так называемая резонансная частота.
Частоту собственных колебаний найдем из уравнения (4-101), приравняв его правую
часть нулю
J d 2 θ
d θ
 2 D
 M c θ  0
p dt
dt
.
(4-109)
J
Разделим это уравнение на p и введем обозначения:
Dp
δ0 
2J ;
(4-110)
Mc p
J .
(4-111)
Тогда оно будет иметь следующий вид:
d 2 θ
dθ
 2δ 0
 02 θ  0
2
dt
dt
.
(4-112)
Решением этого уравнения, как известно, будет:
θ   θ нач e  δ0t sin ω св t
,
(4-113)

где θ нач — начальное отклонение;
ω0 
δ0 — коэффициент затухания;
ωсв — частота собственных или свободных колебаний, равная
M c p Dp 2
Mc p
ω св  ω 02  δ 02 
( ) 
J
2J
J .
(4-114)
Mc p
Dp 2
)
так как 2 J во много раз меньше J .
Сравнивая выражения для частоты собственных колебаний (4-114) и для резонансной
частоты (4-108), мы видим, что они практически равны между собой. Поэтому мы можем
говорить, что резонанс наступает в том случае, когда частота вынужденных колебаний
равна частоте собственных колебании.
Для спокойной работы машины необходимо стремиться к тому, чтобы частота
собственных колебаний была меньше частоты первой гармоники избыточного момента
(ωсв < ωc), а следовательно, и меньше частоты любой из высших гармоник (ω св < νωc). В
большинстве случаев это удается сделать, увеличивая маховой момент агрегата.
При одиночной работе синхронного генератора, когда он работает на свою
собственную сеть, не имеющую других синхронных машин, не может возникнуть

синхронизирующий момент, так как при колебаниях вектор U будет колебаться вместе с
E
вектором 0 . Следовательно, такая машина не представляет собой системы, способной к
собственным колебаниям.
Приведем здесь практические формулы для расчета частоты собственных колебаний.
Они получаются путем преобразования уравнения (4-114).
(
150
M c  mU н
E0
cos θ 0
xd
при колебаниях
Удельный синхронизирующий момент (Момент
будет несколько изменяться вследствие изменения E0 и xd. Величины E0 и xd не остаются
постоянными при колебаниях из-за воздействия на соответствующие поля токов,
возникающих в успокоительной обмотке и главным образом в обмотке возбуждения, так
как ее постоянная времени соизмерима с периодом колебаний. Поэтому приведенные
выводы следует рассматривать как приближенные.), если принять cosθ0  l, равен:
E
I
1
60
M c
mU н 0 
mU н I н к
9,81ω c
xd 9,81  2πnc
Iн
E
Iк  0
xd — ток короткого замыкания при данном возбуждении (E по спрямленной
где
0
характеристике холостого хода, xd — ненасыщенное значение).
Имеем
mU н I н  S н  103 ,
где Sн — номинальная мощность, кВ·А.
Заменим далее момент инерции J маховым моментом
GD 2  4 gJ ,
где g = 9,81 м/с2;
G — вес всех вращающихся частей, кг, приведенный к диаметру инерции D, м.
60 f
ω
p
f св  св
nc и
2π , получим вместо (4-114), Гц:
Теперь, учитывая, что
f св 
240
nc
Sн fк f
GD 2
Iк
Iн .
где
Частота собственных колебаний fсв для дизель-генераторов
гидрогенераторов обычно лежит в пределах fсв = 1  2 Гц.
fк 
и
крупных
4-13. Потери и коэффициент полезного действия
Потери в синхронной машине состоят из:
1. электрических потерь в обмотке статора;
2. магнитных потерь в стали статора;
3. добавочных потерь в полюсных наконечниках или в поверхностном слое бочки
ротора, вызванных пульсациями поля вследствие зубчатости внутренней
поверхности статора и высшими гармоническими поля статора;
4. механических потерь на трение в подшипниках и вращающихся частей о воздух
или другой газ, охлаждающий машину;
5. потерь на возбуждение, причем к последним относятся не только потери в обмотке
возбуждения, но и потери в возбудителе, если он посажен на один вал с
синхронной машиной, и в регулировочных реостатах;
6. добавочных потерь при нагрузке, вызванных полями рассеяния статора.
Перечисленные потери в сумме (∑Р) составляют небольшую долю от номинальной
мощности машины. Эта доля уменьшается с ростом ее мощности.
Коэффициент полезного действия (к.п.д.) синхронной машины определяется:
для генератора по формуле
P
mUI cos 
P
η 2 
 1
P1 mUI cos   P
mUI cos   P ;
151
для двигателя по формуле
P
mUI cos   P
P
η 2 
 1
P1
mUI cos 
mUI cos  .
Значения к.п.д. синхронных генераторов и двигателей отечественных заводов
приведены на рис. 4-94.
Рис. 4-94. Значения к.п.д. (η) синхронных генераторов и двигателей при номинальном
режиме их работы в зависимости от номинальной мощности Рн.
Значения к.п.д. крупных гидрогенераторов колеблются в пределах 96  98,
турбогенераторов 97  98,8%.
4-14. Нагревание и охлаждение
Нагревание отдельных частей синхронной машины обусловлено потерями,
возникающими в ней при ее работе. Установившиеся превышения температуры этих
частей, так же как и для асинхронной машины, не должны превышать определенных
пределов, зависящих от класса изоляционных материалов, примененных для ее обмоток.
Для изоляции обмоток статора и ротора гидрогенераторов мощностью 1000 кВА и
выше, а также гидрогенераторов напряжением 6300 В и выше независимо от мощности
применяются изолирующие материалы класса В, причем эти материалы подвергаются
пропитке асфальтобитумным составом. В этом случае допускается превышение
температуры обмотки статора не выше 70°С при температуре охлаждающего воздуха
35°С.
Допускаемое превышение температуры обмотки возбуждения в случае, если она
выполняется из полосовой голой меди, намотанной на ребро в один ряд с прокладками
между витками из изолирующего материала класса В, принимается равным 95°С.
Для изоляции обмоток статора и ротора турбогенератора применяются, как правило,
изолирующие материалы класса В. При температуре охлаждающего газа (воздуха или
водорода) 40°С допускаются следующие превышения температуры: для обмотки статора,
пропитанной асфальтобитумным составом, 65°С, для обмотки ротора 90°С и для активной
стали 65°С.
Охлаждение электрической машины, как ранее указывалось, осуществляется главным
образом посредством обдувания ее нагретых поверхностей воздухом. Охлаждение должно
быть тем интенсивнее, чем больше мощность машины. Количество воздуха, которое
необходимо прогнать через машину для ее охлаждения, тем больше, чем больше в ней
потери. Оно может быть подсчитано, м3/с,
152
P
cθ
где ∑P — сумма потерь, кВт;
с — объемная теплоемкость воздуха, кВт·с/°С·м3;
Δθ — нагрев воздуха при прохождении его через машину, °С.
Количество воздуха, потребного для отвода тепла из мощных турбогенераторов или
гидрогенераторов, достигает больших значений. Так, например, для турбогенератора
25000 кВт, потери которого при номинальной нагрузке (cos φн = 0,8) составляют 660 кВт,
при Δθ 
20°С, с = 1,1 получим согласно предыдущей формуле:
660
V
 30 м 3 / с
1,1  20
или 30·3600 = 108000 м3/ч.
Такое большое количество воздуха можно прогнать через машину только при помощи
специальных вентиляторов, создавая в вентиляционных каналах достаточного сечения
большие скорости воздуха.
Как отмечалось, вопросам охлаждения электрических машин уделяется большое
внимание. Только при правильном разрешении этих вопросов удается построить надежно
работающие машины, мощность которых в настоящее время достигает сотен тысяч
киловатт.
Нормальные явнополюсные синхронные машины мощностью примерно до 3000
 4000 кВ·А выполняются обычно открытой или защищенной конструкции, при которой
воздух проходит с боковых сторон машины и выбрасывается в отверстия корпуса статора.
Здесь значительное вентилирующее действие создают полюсы. Если этого действия
недостаточно, то на валу с обеих сторон полюсов помещают крыльчатые вентиляторы.
Для турбогенераторов ранее широко применялась так называемая протяжная система
вентиляции, при которой охлаждающий воздух забирается извне. Воздух при этом
подводится к машине по особым каналам, расположенным под полом машинного зала.
Этот воздух приходится очищать при помощи фильтров, так как наличие в воздухе
посторонних примесей (пыли, вредных газов, чрезмерной влаги) может пагубно
отразиться на работе машины. Применение фильтров, однако, не дает радикального
решения задачи, так как они все же пропускают пыль в машину.
Значительно более совершенной является замкнутая система вентиляции или
вентиляция по замкнутому циклу, при которой одно и то же количество воздуха проходит
через генератор, воздухоохладители и снова поступает в генератор.
Воздухоохладители состоят из ряда трубок с ребрами, между которыми проходит
подлежащий охлаждению воздух; по трубкам воздухоохладителя прогоняется вода.
Замкнутая вентиляция по сравнению с протяжной вентиляцией имеет следующие
преимущества: 1) почти полное отсутствие пыли в охлаждающем воздухе; 2) почти
полное устранение опасности появления в воздухе влаги; 3) отсутствие длинных
подводящих каналов для воздуха; 4) значительное уменьшение шума, создаваемого
движущимся воздухом.
Все современные турбогенераторы, а также гидрогенераторы мощностью свыше 4000
кВ·А изготавливаются с вентиляцией по замкнутому циклу. К преимуществам такой
вентиляции нужно отнести возможность применения в качестве охлаждающего газа
водорода. Водородное охлаждение применяется для турбогенераторов, начиная с 25 тыс.
кВт и выше. Применяют его также для мощных синхронных компенсаторов. Водородное
охлаждение наряду с повышением охлаждающего эффекта значительно уменьшает потери
в машине на трение ее вращающихся частей о газ. Его применение наиболее рационально
для быстроходных машин с большой окружной скоростью, например для
турбогенераторов на 3000 об/мин.
V 
153
Снижение указанных потерь при применении водорода обусловлено меньшей
плотностью этого газа. Он обычно представляет собой смесь, состоящую из 97  98%
водорода и 3  2% воздуха. Плотность его составляет около 10% от плотности воздуха,
вследствие чего вентиляционные потери при водородном охлаждении уменьшаются
примерно в 10 раз по сравнению с воздушным охлаждением. Уменьшение этих потерь
приводи к заметному повышению к.п.д. (на 0,8  1,3% при полной нагрузке и еще
больше при меньших нагрузках).
В замкнутой системе вентиляции всегда поддерживается избыточное давление
водорода [порядка 0,05 кГ/см2 (или 0,05 атм) и иногда больше]. Таким образом, в случае
нарушения уплотнений исключается возможность проникновения в машину воздуха и
образования газовой смеси, опасной в отношении взрыва.
Выше рассматривалось так называемое поверхностное (косвенное) охлаждение, при
котором тепло отводится газом с нагретых поверхностей лобовых частей обмоток, стали
статора и ротора. При этом неизбежно получается довольно большая разность температур
меди обмотки и стенок паза. Ее обычно называют температурным перепадом в пазовой
изоляции. Этот температурный перепад в крупных машинах на высокие напряжения
достигает значения 30  35°С, которое во многих случаях приходится считать
предельным, так как при больших значениях возможно повреждение изоляции из-за
различных удлинений пазовой части обмотки и стали, обусловленных различием
коэффициентов линейного расширения меди и стали, особенно при большой длине
статора и ротора (например, для турбогенераторов). Кроме того, надо учитывать
температурный перепад при переходе тепла с поверхности стали статора к охлаждающему
газу, который в ряде случаев не удается получить меньше 15  20°С. Следовательно, если
учесть еще средний подогрев газа в машине порядка 15°С, то получается предельное
допускаемое превышение температуры для обмотки статора. При определении
превышения температуры обмотки возбуждения турбогенератора надо прибавить еще
температурный перепад в зубцах ротора (10  15°С) при переходе тепла от стенок паза к
поверхности ротора, омываемой газом.
Указанные температурные перепады зависят от потерь в обмотках и стали, а также от
потерь на трение. Следовательно, эти потери не должны превышать при данных размерах
машины некоторых определенных значений. Поэтому при поверхностном охлаждении мы
вынуждены брать для обмоток сравнительно небольшие плотность тока и линейную
нагрузку, от произведения которых зависит температурный перепад в пазовой изоляции.
Этим и объясняется то, что при максимальных допустимых (в отношении прочности
материалов) размерах ротора предельной мощностью турбогенератора с поверхностным
охлаждением является мощность порядка 150 тыс. кВт (первые машины на эти мощности
были построены в Советском Союзе).
Повышение мощности турбогенераторов сверх примерно 150000 кВт стало
возможным при применении внутреннего непосредственного охлаждения обмоток, когда
охлаждающее вещество непосредственно соприкасается с голой медью. В этом случае
охлаждение получается весьма эффективным, в особенности если в качестве
охлаждающего вещества применяется вода (хорошо очищенная, дистиллированная).
Проводники при этом делаются полыми или с вырезами, образующими каналы. Внутри
проводников прогоняется газ или вода, подвод которой для обмотки статора делается при
помощи шлангов из изоляционного материала. При наличии каналов, образованных
вырезами в проводниках, что делается для обмотки ротора турбогенератора, по ним
прогоняется водород.
При внутреннем непосредственном охлаждении обмоток турбогенераторов для
повышения эффективности теплосъема с нагретых поверхностей давление водорода,
циркулирующего внутри машины, доводят до 3  3,5 атм, так как коэффициенты
теплоотдачи (Вт/°С·см2) увеличиваются пропорционально абсолютному давлению
водорода примерно в степени 0,8. Указанные мероприятия позволили при сохранении тех
154
же размеров значительно повысить мощности турбогенераторов (320000 кВт, заводы
Советского Союза).
Мощности гидрогенераторов в настоящее время также достигают весьма больших
значений. Здесь для обмоток статора также предусматривается внутреннее водяное
охлаждение. Обмотка возбуждения выполняется таким образом, чтобы ее поверхность,
непосредственно омываемая воздухом, была возможно больше. Для этого оставляются
промежутки между сердечниками полюсов и катушками, выполняемыми из полых
проводников, что создает достаточное увеличение поверхностей, омываемых воздухом, и,
следовательно, обеспечивает надлежащие условия охлаждения.
Гидрогенераторы Днепровской, Щербаковской, Угличской, Волжской имени Ленина,
Волгоградской имени XXII съезда КПСС и других гидроэлектростанций, изготовленные в
Советском Союзе, являются образцовыми для этого типа машин и превосходят по своим
характеристикам и технико-экономическим показателям аналогичные машины
зарубежных заводов. В настоящее время изготовлены первые гидрогенераторы для
Братской ГЭС на 225000 кBт, 15750 B, cos φ = 0,85, 125 об/мин (2р = 48); разработаны
проекты гидрогенераторов для Красноярской ГЭС на 500000 кВт, 15750 В, и cos φ =0,85,
93,8 об/мин (2р = 64).
Конструкции современных турбогенераторов и гидрогенераторов приведены на рис.
4-95 4-97.
Риc. 4-95. Турбогенератор Харьковского завода тяжелого электромашиностроения
мощностью 300000 кBт, 3000 об/мин, 20000 B с непосредственным охлаждением газом
обмоток статора и ротора.
155
Рис. 4-96. Гидрогенератор Волжской ГЭС имени В.И. Ленина мощностью 115000 кBт,
68,2 об/мин выпуска 1953 г.
Рис. 4-97. Продольный разрез гидрогенератора завода
мощностью 2675 кB·A, 6300 B, 215 об/мин.
"Уралэлектроаппарат"
156
Глава 5. Машины постоянного тока
5-1. Устройство и основные элементы конструкции
машин постоянного тока
Машины постоянного тока — генераторы и двигатели — находят себе широкое
применение в современных электроустановках. Они выполняются с неподвижными
полюсами и вращающимся якорем. На рис. 5-1 представлен схематически разрез
четырехполюсной машины. Здесь же приведены названия ее основных частей.
Рис. 5-1. Основные части машины постоянного тока.
Характерной частью машин постоянного тока является коллектор. Он состоит из
медных пластин, разделенных изоляционными прослойками и собранных в виде цилиндра
(рис. 5-2,а).
Рис. 5-2. Коллектор (а) и лист якоря (б)
Якорь машины постоянного тока при его вращении перемагничивается, поэтому
он собирается из листов электротехнической стали обычно толщиной 0,5 мм (рис. 5-2,б).
Листы перед сборкой покрываются с обеих сторон лаком; таким образом,
предотвращается образование в стали якоря больших вихревых токов. На внешней
поверхности якоря после сборки листов получаются пазы и зубцы. В пазы закладываются
проводники обмотки якоря, которые по особым правилам соединяются между собой и с
коллекторными пластинами. На рис. 5-3 показаны пазы якоря. Они обычно делаются
открытыми, что в большой степени облегчает укладку обмотки и позволяет хорошо ее
изолировать. Для небольших машин делаются полузакрытые пазы, так же как для
статоров асинхронных машин. У машин небольшой и средней мощности якорь
помещается непосредственно на валу, для больших машин — на втулке, выполняемой в
виде крестовины. Главные полюсы служат для создания основного поля в машине. Они
имеют сердечники, на которых помещается обмотка возбуждения, и полюсные
наконечники. Последние удерживают катушки возбуждения и способствуют наиболее
благоприятному распределению индукции в воздушном зазоре машины вдоль окружности
якоря. Полюсы в современных машинах собираются из стальных листов толщиной 0,5÷1
мм для уменьшения потерь от вихревых токов в поверхностном слое полюсных
наконечников, обращенном к якорю. Вихревые токи возникают вследствие пульсации
157
индукции, вызванной зубчатостью якоря: под отдельными частями полюсного
наконечника проходит то зубец, то паз якоря, что вызывает в этих частях то сгущение, то
разрежение магнитных линий Пульсации индукции проникают в сравнительно
неглубокий слой, поэтому можно было бы делать слоистыми только полюсные
наконечники. Однако технологически обычно выгоднее весь полюс собирать из листов.
Рис. 5-3. Пазы якоря
Ярмо статора или станина для современных машин большой и средней мощности
выполняется из прокатанной листовой стали, согнутой в цилиндр и сваренной по шву, или
из литой стали; для машин небольшой мощности — из цельнотянутой стальной трубы.
Дополнительные полюсы выполняются обычно из кованой стали или собираются из
листов. Они, так же как главные полюсы, прикрепляются к станине при помощи болтов.
Их назначение — создать условия для безыскровой работы щеток на коллекторе
(улучшить коммутацию, см. § 5-7).
На рис. 5-4 показана машина в разобранном виде. Здесь в нижней части показан
якорь, имеющий слева вентилятор и справа коллектор.
Рис. 5-4. Машина постоянного тока в разобранном виде.
а — станина, б — якорь, в — подшипниковые щиты, г — траверса со щеткодержателями,
д—коробка, прикрывающая зажимы.
Коллектор состоит из клинообразных пластин твердотянутой меди, которые
изолируются друг от друга и от корпуса коллектора миканитом (с малым содержанием
связующих веществ). Его конструкция показана на рис. 5-5.
Рис. 5-5. Конструкция коллектора.
Для малых машин в последние годы часто применяются коллекторы на
пластмассе. В этом случае коллекторные пластины вместе с миканитовыми прокладками
между ними запрессовываются в пластмассу при соответствующей термической
обработке
На коллектор опираются угольные, графитные или металлографитные щетки,
помещенные в щеткодержателях. При вращении якоря щетки сохраняют неизменное
положение по отношению к полюсам машины. Щетка 2 (рис. 5-6), помещенная в обойме
158
щеткодержателя, прижимается пружиной к коллектору. Щеткодержатели укрепляются на
щеточных болтах, которые в свою очередь укрепляются на траверсе (рис. 5-4,г).
Рис. 5-6. Щетка и щеткодержатель со щеткой.
1 — отверстие для щеточного болта; 2 — щетка; 3 — пружина.
Траверса связывается либо с подшипниковым щитом, либо со станиной; ее можно
поворачивать и тем самым изменять положение всей системы щеток по отношению к
полюсам машины.
Щеточные болты изолируются от траверсы при помощи изоляционных шайб и втулок.
5-2. Получение постоянного тока при помощи
коллектора
Вначале обратимся к кольцевому якорю. Он представляет собой полый цилиндр,
собранный из листов электротехнической стали; этот цилиндр укреплен на валу машины,
например, при помощи крестовины, имеющей спицы из немагнитного материала.
Обмотка якоря обвивает полый цилиндр в виде спирали, поэтому ее называют спиральной
или кольцевой обмоткой. Она образует замкнутый контур. Можно считать, что магнитный
поток, создаваемый электромагнитами машины, будет проходить только по якорю (рис. 57). Если принять, что э.д.с. в проводниках наводятся в результате пересечения
проводниками индукционных линии потока в воздушном зазоре, то при вращении якоря
э.д.с. возникнут только в проводниках, лежащих на наружной поверхности якоря.
Рис. 5-7. Направление э.д.с., наведенных в обмотке кольцевого якоря.
Направления э.д.с. найдем, пользуясь правилом правой руки. В контуре обмотки
вследствие симметрии обеих половин машины никакого уравнительного тока возникать
не будет, так как в любой момент времени э.д.с. в проводниках, лежащих под
разноименными полюсами, противоположны по. направлению и сумма их равна нулю.
Чтобы использовать э.д.с. обмотки, соединим ее с внешней цепью посредством
неподвижных щеток. Последние могут скользить непосредственно по освобожденной от
изоляции части проводников якоря, как это иногда делалось в машинах, изготовлявшихся
в 80-х годах прошлого столетия. Для того чтобы полностью использовать э.д.с. обмотки,
щетки нужно поставить на геометрической нейтрали, т. е. на линии, перпендикулярной
оси полюсов. Щетки делят обмотку на две параллельные ветви, причем при указанном на
рис. 5-7 положении щеток э.д.с. параллельной ветви будет наибольшей. Если щетки
смещать, то э.д.с. в параллельной ветви будет уменьшаться и в предельном случае, когда
щетки будут совпадать с осью полюсов, она будет равна нулю, так как в этом случае в
159
каждую параллельную ветвь будут входить проводники с э.д.с., сумма которых равна
нулю.
Напряжение на щетках, равное э.д.с. параллельной ветви обмотки, будет при
большом числе витков обмотки практически постоянным по величине. Рассматривая
вращающийся якорь (рис. 5-7), мы видим, что витки параллельной ветви, э.д.с. которых
определяют напряжение на щетках, все время находятся в поле одной и той же
полярности и, следовательно, в сумме дадут э.д.с. одного направления, несмотря на то,
что э.д.с. каждого витка при его вращении будет переменной.
Приспосабливать обмотку якоря для непосредственного контакта со щетками
нецелесообразно; гораздо лучше и надежнее этот контакт обмотки со щетками
осуществить при помощи пластин коллектора; они при этом соединяются проводниками с
отдельными витками замкнутой обмотки якоря (рис. 5-8), и, таким образом, щетки
посредством коллектора так же делят обмотку якоря на параллельные ветви, как это было
при непосредственном их контакте с проводниками якоря.
Рис. 5-8. Коллекторные пластины как замена непосредственного контакта щеток с
проводниками якоря.
Идея применения коллектора в машинах постоянного тока впервые была
осуществлена русским академиком Б. С. Якоби в изобретенном им двигателе постоянного
тока (1834 г.).
Чем больше коллекторных пластин приходится на один полюс, тем меньше будут
так называемые коллекторные пульсации напряжения на щетках. Они определяются как
отношение разности максимального и среднего напряжений к среднему напряжению.
5-3. Якорные обмотки машин постоянного тока
а) Общие определения.
Кольцевой якорь со спиральной обмоткой в настоящее время не применяется, так
как более выгодным и надежным является барабанный якорь с обмоткой, все проводники
которой укладываются на его внешней поверхности.
При барабанном якоре обмотка состоит из витков, имеющих ширину, равную (или
почти равную) полюсному делению. Здесь виток охватывает весь поток Ф, вступающий в
якорь, и э.д.с. в нем получается в 2 раза больше, чем в витке спиральной обмотки, где
максимальный поток, охватываемый витком, равен половине потока, вступающего в
якорь. Поэтому для получения одной и той же э.д.с. при барабанной обмотке требуется
витков в 2 раза меньше, чем при кольцевой. К тому же изготовление кольцевой обмотки
гораздо сложнее и условия ее охлаждения хуже, чем барабанной обмотки.
Проводники барабанной обмотки укладываются в пазы. Они называются
активными проводниками. Два активных проводника, соединенных друг с другом,
образуют виток. Витки соединяются между собой и с коллекторными пластинами и
образуют замкнутый контур.
Часть обмотки, находящаяся при ее обходе между следующими друг за другом
коллекторными пластинами, называется секцией. Секция может состоять из одного или
160
нескольких витков (рис. 5-9). Ширину секции следует выбирать или равной полюсному
делению (расстояние по окружности якоря между осями соседних полюсов), или близкой
к нему. Секционные стороны в пазах обычно размещают в два слоя. На рис. 5-10 показаны
пазы якоря с размещенными в них секционными сторонами. Здесь прямоугольниками
изображены секционные стороны, которые могут состоять из одного или нескольких
активных проводников.
Рис. 5-9. Одновитковая секция, заложенная в пазы (а), и трехвитковая секция (б).
Для того чтобы правильно соединить секции обмотки между собой и с
коллекторными пластинами, нужно найти шаги обмотки. Их целесообразно измерять
числом элементарных пазов, причем под последними понимаются условные пазы с двумя
секционными сторонами, расположенными одна над другой. На рис. 5-10,а показаны
реальные пазы, которые в то же время являются и элементарными. На рис. 5-10,6 и в
показаны пазы, из которых каждый состоит соответственно из двух и трех элементарных
пазов. Нумерация элементарных пазов производится так, как показано на рис. 5-10.
Рис. 5-10. Пазы якоря
Секция обмотки укладывается в пазы таким образом, чтобы одна ее сторона
находилась в верхнем слое паза, а другая сторона в нижнем слое. На рис. 5-11 изображены
секции обмоток. Здесь часть секции, находящаяся в верхнем слое, изображена сплошной
линией, а часть секции, находящаяся в нижнем слое, — пунктирной линией.
Рис. 5-11. Секции якорных обмоток.
Барабанные обмотки делятся на петлевые и волновые. Секции петлевой обмотки
показаны на рис. 5-11,а и волновой обмотки — на рис. 5-11,б.
Различают следующие шаги обмоток (рис. 5-11): у1 — первый шаг, равный ширине
секции или расстоянию между начальной и конечной сторонами секции; у2 — второй шаг,
равный расстоянию между конечной стороной одной секции и начальной стороной
следующей секции; у — результирующий шаг, равный расстоянию между начальными
сторонами следующих друг за другом секций; ук — шаг по коллектору, равный
расстоянию между началом и коном секции по окружности коллектора (измеряется
числом коллекторных делений, т. е. расстояний между серединами соседних
коллекторных пластин).
Если у измеряется числом делений элементарных пазов, то у и ук выражаются
одним и тем же числом, т. е.
161
y = yк.
(5-1)
Если обозначить: S — число секций, K — число коллекторных пластин, Zэ— число
элементарных пазов, то
S = K = Z э.
(5-2)
Минимальное число параллельных ветвей 2а замкнутой обмотки равно двум, т. е.
2a ≥2.
(5-3)
Для обеспечения симметрии обмотки общее число секций выбирается таким
образом, чтобы на каждую пару параллельных ветвей приходилось целое число секций. В
этом случае имеем:
S K


a a целому числу.
(5-4)
б) Петлевая обмотка.
При петлевой обмотке первый шаг делается по окружности якоря в одну сторону,
второй шаг — в противоположную (рис. 5-11,а), поэтому шаги петлевой обмотки связаны
соотношением
y1 – y2 = y = yк. (5-5)
Обычно у1>y2 и y>0. Такая обмотка называется неперекрещенной или правой.
Здесь при обходе секций мы будем все время смещаться вправо. При у1< у2 и у<0
получается перекрещенная или левая петлевая обмотка. В этом случае при обходе
обмотки будем все время смещаться влево. Левая обмотка на практике почти не
встречается.
Число параллельных ветвей петлевой обмотки определяется числом полюсов 2р и
значением результирующего шага у. В общем случае число параллельных ветвей петлевой
обмотки равно:
2a = 2py. (5-6)
На рис. 5-11,а показаны две секции петлевой обмотки с шагом у = ук=1. Такая
обмотка называется простои петлевой. Она имеет число параллельных ветвей, равное
числу полюсов: 2а = 2р. Простые петлевые обмотки применяются для машин средней и
большой мощности.
Если у>1, то получается сложная петлевая обмотка. Петлевую обмотку называют
также параллельной, и соответственно различают простую и сложную параллельные
обмотки.
На рис 5-12 приведена схема — развертка простой петлевой обмотки при Zэ = S = K
= 24, 2p = 2a = 4.
Рис. 5-12. Схема-развертка простой петлевой обмотки.
Zэ = S = K = 24; 2p = 2a = 4; y = yк = 1; y1 = 6; y2 = 5.
Шаги обмотки взяты равными:
Z
y1  э
2p ;
y = yк = 1;
y1 = 6; y2 = y1 – y; y2 = 5.
162
Если схему начертить на полосе бумаги и обернуть ею цилиндр подходящих
размеров, то мы получим наглядное представление о соединении секций между собой и с
коллекторными пластинами.
Для той же самой обмотки на рис. 5-12а представлена так называемая радиальная
схема.
Рис. 5-12а. Радиальная схема простой петлевой обмотки (кривые вне якоря условно
показывают лобовые соединения на задней стороне машины, кривые внутри якоря —
лобовые соединения на ее передней стороне; см. рис. 5-12).
На рис. 5-12 показаны полюсы и э.д.с, наведенные в секционных сторонах. Мы
приняли, что полюсы расположены над обмоткой и что якорь относительно полюсов и
щеток движется вправо.
При выбранном положении якоря относительно полюсов получаются четыре
параллельные ветви (2а = 2р = 4); они показаны на рис. 5-13, где цифрами без штриха
обозначены верхние секционные стороны, а цифрами со штрихом — нижние.
Рис. 5-13. Параллельные ветви простой петлевой обмотки (см. рис. 5-12).
При перемещении якоря некоторые секции замыкаются щетками. Они в это время
не участвуют в создании э.д.с. параллельной ветви. Для рассматриваемого случая мы
будем иметь то 6, то 5 секций в каждой параллельной ветви. В соответствии с этим
напряжение на щетках будет несколько изменяться по величине, оставаясь постоянным по
направлению. В практических случаях, когда взято на параллельную ветвь обмотки 15—
20 и больше секций, коллекторные пульсации напряжения на щетках получаются меньше
1%.
Щетки на рис. 5-12 и 5-12а соприкасаются с коллекторными пластинами,
соединенными с секционными сторонами, находящимися приблизительно посередине
между главными полюсами, т. е. вблизи геометрической нейтрали. В этом случае считают,
что щетки находятся приблизительно на геометрической нейтрали, имея в виду
положение щеток не относительно полюсов, а относительно секционных сторон, с
которыми они соединены. Щетки устанавливаются на геометрической нейтрали не только
для того, чтобы иметь наибольшую э.д.с. в параллельной ветви, но и для того, чтобы в
секциях, замыкаемых щетками почти накоротко, не могли образоваться большие токи.
Из сложных петлевых обмоток применяются иногда обмотки при у = 2 для машин
на большие токи, для которых увеличение числа параллельных ветвей за счет увеличения
числа полюсов невозможно или невыгодно.
163
Сложную петлевую обмотку можно представить себе, как две простые петлевые
обмотки, уложенные на один и тот же якорь и смещенные одна относительно другой (рис.
5-14).
Рис. 5-14. Секции сложной петлевой обмотки (у = ук = 2).
При исследовании якорных обмоток машин постоянного тока, так же как якорных
обмоток машин переменного тока, применяются векторные диаграммы э.д.с. обмоток.
Такие диаграммы можно построить, приняв, что кривая распределения индукции вдоль
окружности якоря (кривая поля машины) синусоидальна. Тогда мы можем э.д.с.,
наведенные в секционных сторонах, изобразить временными векторами. Следовательно,
э.д.с. одной какой-либо секции также изобразится вектором, равным разности векторов
э.д.с., наведенных в сторонах этой секции (см. § 3-3,а).
Электродвижущие силы секций, следующих одна за другой, сдвинуты по фазе в
соответствии с их сдвигом в магнитном поле. Этот сдвиг легко найти, так как сдвигу в
магнитном поле на полюсное деление т соответствует сдвиг по фазе на 180°.
Для петлевой обмотки сдвиг между следующими одна за другой секциями равен у
делений элементарных пазов, чему соответствует
y
  180

.
Для обмотки, схема которой показана на рис. 5-12, имеем (y = 1,  = Zэ/2р = 24/4 =
  1  180  30
6
6, следовательно,
.
Складывая при обходе обмотки векторы э.д.с. отдельных секций, мы получим
многоугольники э.д.с., каждый из которых соответствует одной паре параллельных ветвей
обмотки. Они называются многоугольниками э.д.с. секций обмотки (или потенциальными
многоугольниками обмотки).
Для обмотки рис. 5-12 мы получим два равных друг другу многоугольника э.д.с.
S K 24
 
 12
2
обмотки (а = 2) с числом сторон a a
, показанных на рис. 5-15. Здесь
цифрами обозначены номера секций, соответствующие номерам коллекторных пластин.
Рис. 5-15. Многоугольник э.д.с. обмотки (см. рис. 5-12).
164
При помощи рис. 5-15 можно найти пульсацию э.д.с. на щетках. Она равна:
E  Eср
E %  макс
100%
Eср
E  Eмин
Eср  макс
2
где
;
для данного случая E%  1,2%
Очевидно, что при K/a, равном нечетному числу, которое обычно и выбирается,
пульсация э.д.с. на щетках будет относительно меньше.
При увеличении числа секций в параллельной ветви многоугольник приближается
к окружности.
Из схем обмоток и соответствующих многоугольников э.д.с. следует, что если мы
при обходе некоторого числа секций обмотки смещаемся в магнитном поле на , то
получаем при этом одну параллельную ветвь. Таким образом, число параллельных ветвей
равно общему сдвигу в магнитном поле при обходе всех секций обмотки, поделенному на
. Для петлевой обмотки общий сдвиг в магнитном поле равен yS, а число параллельных
ветвей
S
2a  y  S :   y  S :
 2 py
2p
.
в) Волновая обмотка.
При волновой обмотке второй шаг y2 делается в ту же сторону, что и первый шаг y1
(рис. 5-11,б), поэтому шаги обмотки связаны соотношением
y1 + y2 = y = yк.
(5-7)
Результирующий шаг у должен быть больше или меньше, чем двойное полюсное
деление 2, чтобы при обходе секций все они были включены в обмотку. Поэтому, делая
один обход по окружности якоря, мы попадаем в элементарный паз, сдвинутый вправо
или влево от начала обхода на х делений элементарных пазов (рис. 5-11,б). Так как мы
должны при этом сделать столько результирующих шагов у, сколько имеется пар
полюсов, то yp±x = Zэ = S. Отсюда получаем:
Sx
y
p
(5-8)
Число параллельных ветвей волновой обмотки зависит только от х, оно равно 2а =
2х. В этом можно убедиться, рассматривая схемы обмоток.
Формула для результирующего шага пишется следующим образом
Sa Ka
y  yк 

p
p .
(5-9)
Верхний знак соответствует неперекрещенной обмотке, нижний знак —
перекрещенной.
При а = 1 получается простая волновая обмотка или простая последовательная
обмотка. При а > 1 получается сложная волновая или сложная последовательная обмотка.
На рис. 5-16 приведена схема-развертка простой волновой обмотки:
2p = 4; Zэ = S = K = 19; 2a = 2;
19  1
y
y  yк 
 9; y1  ; y1  5;
2
2
y2 = y – y1 = 4.
165
Рис. 5-16. Схема-развертка простой волновой обмотки
Zэ = S = K = 19; 2р = 4; у = yк = 9; y1 = 5; y2 = 4; а = 1.
Радиальная схема той же обмотки приведена на рис. 5-16а.
Рис. 5-16а. Радиальная схема простой волновой обмотки (кривые линии вне якоря
условно показывают лобовые соединения на задней стороне машины, кривые внутри
якоря — лобовые соединения на ее передней стороне (см рис. 5-16).
На рис. 5-17 представлены параллельные ветви обмотки, соответствующие
положению якоря и коллектора относительно полюсов и щеток, показанному на рис. 5-16.
Получаются две параллельные ветви. Для любой волновой обмотки можно взять только
две щетки (заштрихованные на рис. 5-16 и 5-17). Однако в обычных случаях берут число
щеток равным числу полюсов, так как в этом случае поверхность коллектора лучше
используется и его размеры можно сократить. Выключаемые при этом секции (замкнутые
щетками) практически не изменяют (при большом числе секций в параллельной ветви) ее
э.д.с.
Рис. 5-17. Параллельные ветви простой волновой обмотки (см. рис. 5-16) при двух
щетках и при четырех щетках.
Сложную волновую обмотку можно представить себе, как а простых волновых
обмоток, уложенных на якоре, имеющем число пазов и число коллекторных пластин в а
раз больше, чем это нужно для одной простой волновой обмотки. Сложные волновые
обмотки на практике встречаются сравнительно редко.
Простая волновая обмотка находит себе самое широкое применение для
нормальных машин небольшой и средней мощности при 2р=4 и 6. Ее преимущество перед
простой петлевой обмоткой заключается в том, что она при любом числе полюсов имеет
166
только две параллельные ветви и, следовательно, при 2р>2 требует меньше проводников.
При этом сечение проводников должно быть взято больше, чем при петлевой обмотке, но
при меньшем числе проводников изготовление обмотки облегчается. Другим важным
преимуществом простой волновой обмотки является то, что она не требует уравнительных
соединений, тогда как петлевая обмотка при 2р>2 должна быть снабжена уравнительными
соединениями.
Число параллельных ветвей волновой обмотки, как отмечалось, зависит только от х
коллекторных делений между началом и концом одного обхода по окружности
коллектора. Это можно доказать, пользуясь теми же рассуждениями, что и в отношении
петлевой обмотки. Для волновой обмотки можно также построить векторные диаграммы
э.д.с. — многоугольники э.д.с. обмотки. Здесь сдвиг по фазе э.д.с. секций, следующих
одна за другой при обходе обмотки, соответствует их сдвигу в магнитном поле, равному
2-у (см. рис. 5-11,б). Так как число параллельных ветвей 2а равно общему сдвигу в
магнитном поле при обходе всех секций обмотки, т. е. (2-y)S, поделенному на , то
получим: 2а = (2-y)S:. Подставляя сюда (5-8) и =S/2р, будем иметь:
 S S  x
S
 S :
2a   
 2x
p  2p
p
(здесь знак минус опускаем, так как 2а — число
существенно положительное).
г) Уравнительные соединения.
Обратимся к рис. 5-12, 5-12а и 5-13, где приведены схемы простой петлевой
обмотки и ее параллельных ветвей. При различных потоках отдельных магнитных цепей
э.д.с. параллельных ветвей будут неодинаковы. Различие потоков может быть вызвано
эксцентричным положением якоря относительно полюсов, раковинами, получающимися
при отливке станины. Допустим, например, что э.д.с. верхней ветви на рис. 5-13 больше
э.д.с. третьей (сверху) ветви. Тогда в контуре, состоящем из этих ветвей, правых и левых
щеток и соединительных проводников между ними, будет проходить уравнительный
(постоянный) ток, причем он будет иметь большое значение, даже при небольшом
различии э.д.с. ветвей обмотки. В результате верхние щетки будут иметь чрезмерную
нагрузку, что может вызвать искрение под этими щетками.
Для того чтобы уменьшить уравнительные токи, проходящие через щетки,
устраивают уравнительные соединения. Они представляют собой проводники,
соединяющие друг с другом точки обмотки с теоретически равными потенциалами, т. е. те
точки обмотки, которые имели бы равные потенциалы, если бы были соблюдены все
условия симметрии. На рис. 5-12 и 5-13 показаны пунктиром четыре группы
уравнительных соединений (каждая группа представляет собой соединение а
"равнопотенциальных" точек). Для реальных обмоток делают обычно 6—12 групп
уравнительных соединений. Только для обмоток быстроходных машин, таких, например,
как возбудители к мощным турбогенераторам, часто делают полное возможное число
групп уравнительных соединений, равное К/а.
При наличии уравнительных соединений уравнительные токи будут проходить
главным образом по этим соединениям. Токи будут переменными. Они образуют
многофазную систему и, следовательно, создадут н.с., вращающуюся с такой же
скоростью, с какой вращается якорь, но в противоположную сторону. Эта н.с.
относительно полюсов будет неподвижной и согласно закону Ленца будет выравнивать
потоки под полюсами. Тем самым будет почти полностью устраняться причина,
вызывающая уравнительные токи через щетки.
При простой волновой обмотке нельзя выполнить уравнительные соединения, но
они здесь не требуются, так как секции любой параллельной ветви этой обмотки
располагаются под всеми полюсами и неравенство отдельных потоков в одинаковой
степени сказывается на э.д.с. обеих параллельных ветвей.
167
5-4. Электродвижущая сила
На рис. 5-20 представлена кривая поля машины при холостом ходе (или кривая
распределения индукции В в воздушном зазоре вдоль окружности якоря). Допустим, что
щетки стоят на геометрической нейтрали. Тогда можем считать, что при y1 =  все
проводники одной параллельной ветви обмотки находятся как бы под одним полюсом, так
как в этом случае э.д.с. сторон витка складываются арифметически.
Электродвижущая сила, наводимая в проводнике, движущемся со скоростью v и
имеющем активную длину l, равна:
ex = Bxlv,
(5-10)
где Вх— индукция в той точке, где в данный момент находится проводник.
Для определения э.д.с. параллельной ветви Еa (э.д.с. якоря) нужно просуммировать
э.д.с. всех N/2a проводников, составляющих параллельную ветвь (N — общее число
проводников обмотки якоря):
Ea   ex  lv  Bx
 N 


 2a 
 N 


 2a 
.
(5-11)
Сумму индукций в правой части формулы (5-11) с большой точностью можно
заменить произведением средней индукции Вср (рис. 5-20) и числа N/2a:
N
Bx 
Bср

2a
 N 


 2a 
.
(5-12)
Dn 2 p
pn
v

 2
60 2 p
60 и найденное значение суммы индукций, а
Подставляя в (5-11)
также учитывая, что
  Bср l
,
(5-13)
получим искомую формулу для э.д.с.:
p n
E a   N
a 60
,
(5-14)
где Ф — магнитный поток, В·с.
Отметим, что под Ф в формуле (5-14) следует понимать магнитный поток,
определяемый площадью фигуры, ограниченной кривой поля, осью абсцисс и линиями,
проведенными через щетки (рис. 5-20). Если щетки сместить с геометрической нейтрали,
то э.д.с. в параллельной ветви уменьшится в соответствии с уменьшением потока Ф, так
как последний теперь будет определяться разностью площадей А и В (рис. 5-20).
Рис. 5-20. Кривая поля и наведение э.д.с. в параллельной ветви обмотки якоря.
5-5. Магнитная цепь и ее расчет
На рис. 5-21 изображена магнитная цепь машины постоянного тока. Расчет ее
заключается в определении н.с., необходимой для создания в воздушном зазоре машины
магнитного потока, могущего навести в обмотке якоря заданную э.д.с.
168
Рис. 5-21. Магнитная цепь машины постоянного тока.
Картина распределения магнитного поля в машине в пределах ее сектора АОВ
(рис. 5-21) для всех подобных секторов одинакова. Поэтому для определения н.с.,
создающей магнитный поток, достаточно ограничиться расчетом магнитного поля в
пределах одного сектора, т. е. в пределах одной пары полюсов. Обозначим искомую н.с.
через Fцепи. Она, как указывалось, для замкнутого контура магнитной линии (показана
жирным пунктиром на рис. 5-21) определяется равенством
 Hdl  Fцепи ,
(5-15)
где Н — напряженность поля в направлении dl, правая часть равенства — полный ток
внутри рассматриваемого контура, равный н.с.
Hdl
Hl
Интеграл 
заменяют суммой  x x и выбирают отдельные участки
магнитной цепи таким образом, чтобы H1, H2, ... вдоль этих участков можно было считать
приблизительно постоянными. При этом (5-15) переходит в
H1l1 + H2l2 + … + Hnln = Fцепи.
(5-16)
Левая часть этого равенства представляет собой сумму магнитных напряжений.
Перепишем ее в следующем виде:
F1 + F2 + … + Fn = Fцепи ,
(5-17)
где Fx = Нxlx, т. е. Fx равно магнитному напряжению какого-либо участка магнитной
цепи (х = 1, 2,..., n).
Магнитную цепь машины разбиваем на следующие участки: 1) 2 — воздушные
зазоры; 2) 2lz — зубцы якоря; 3) la — сердечник якоря; 4) 2lм — полюсы; 5) lс — ярмо
статора.
Расчет н.с. Fцепи, производим в таком порядке: по э.д.с. Еа, которая должна
наводиться в обмотке якоря, находим магнитный поток Ф [см. формулу (5-14)]; по
размерам машины находим сечение Sx для каждого участка магнитной цепи; затем
определяем индукцию

Bx 
Sx ;
(5-18)
по значению Bx, пользуясь кривыми намагничивания для соответствующего
материала, находим Нх и Нxlx; наконец, просуммировав магнитные напряжения всех
участков, определяем н.с. цепи Fцепи.
Магнитные напряжения для полюсов (и ярма статора) находятся по потоку Фм (и
Фм/2), который больше потока Ф в воздушном зазоре из-за наличия поля рассеяния.
Магнитные линии этого поля в промежутке между полюсами показаны на рис 5-21
тонким пунктиром.
Отношение Фм / Ф =  называется коэффициентом рассеяния полюсов.
Таким образом, имеем:
Фм = Ф;
(5-19)
для нормальных машин постоянного тока
 = 1,12÷1,17.
169
Задаваясь различными значениями э.д.с. в пределах Еа= (0,5 ÷ 1,25) Uн и определяя
соответствующие значения потока Ф и затем, как указано, Fцепи, можем построить кривую
Еа = f(Fцепи).
На рис. 5-22 представлена кривая Е0 = f(Fцепи), здесь э.д.с. Еа обозначена через Е0,
чтобы показать, что мы имеем э.д.с. при холостом ходе машины. Приведенная кривая
называется характеристикой холостого хода. Она имеет важное значение при
исследовании электрической машины.
Рис. 5-22. Характеристика холостого хода.
На оси абсцисс можно было бы вместо Fцепи взять ток в обмотке возбуждения Iв,
называемый током возбуждения. Он равен Iв = Fцепи /2wв, где wв — число витков обмотки
возбуждения на одном полюсе.
Начальная часть характеристики идет в виде прямой линии, так как она
соответствует ненасыщенному состоянию стальных участков магнитной цепи. Здесь
можно считать н.с. Fцепи равной магнитному напряжению воздушных зазоров F, a F
пропорциональна Ф или Е0. При увеличении э.д.с. Е0, а следовательно, и потока Ф
начинает сказываться насыщение стальных участков магнитной цепи; характеристика
холостого хода при этом искривляется.
При E0 = Uн и при номинальной скорости вращения nн большая часть Fцепи
приходится на воздушные зазоры 2. Для нормальных машин постоянного тока имеем
приблизительно такое соотношение:
F
AB

Fцепи AC
F / Fцепи = 0,80 ÷ 0,9. На рис. 5-22 это соотношение
.
5-6. Реакция якоря
При холостом ходе машины магнитное поле в ней создается только обмоткой
возбуждения, так как только по этой обмотке будет проходить ток. При нагрузке ток
проходит и по обмотке якоря, н.с. которой изменяет поле машины, на что впервые была
указано Э. X. Ленцем.
Воздействие н.с. якоря на поле машины называется реакцией якоря. При помощи
рис. 5-23 мы можем выяснить, как изменяется поле машины в результате этого
воздействия. На рис. 5-23,а изображено поле машины при ее холостом ходе, когда оно
создается только н.с. обмотки возбуждения. На рис. 5-23,б показано поле якоря. Такое
поле получается в машине при наличии тока только в обмотке якоря. При этом сам якорь
превращается в электромагнит. Его н.с. имеет ось, всегда совпадающую с линией щеток.
170
Рис. 5-23. Реакция якоря при положении щеток на геометрической нейтрали.
а — поле при холостом ходе; б — поле якоря, в — поле при нагрузке (nn' —
геометрическая нейтраль, mm'—физическая нейтраль)
Мы расположили щетки на геометрической нейтрали, т. е. на линии,
перпендикулярной оси полюсов. В этом случае токи в проводниках якоря верхней и
нижней его частей имеют противоположные направления. Намагничивающая сила якоря,
действующая по линии щеток, будет наибольшей, так как соответствующая магнитная
линия охватывает наибольший полный ток. Далее н.с. убывает и под серединой полюса
становится равной нулю. Можно приближенно считать, что она убывает по закону прямой
линии, как это показано на рис. 5-24, где кривая 2 представляет собой кривую н.с. якоря,
ординаты которой равны соответствующей н.с. якоря на половину обхода (на один
полюс).
Рис. 5-24. Реакция якоря при положении щеток на геометрической нейтрали.
1 — кривая поля при холостом ходе, 2 — кривая н.с, якоря, 3 — кривая поля якоря, 4 —
кривая результирующего поля без учета изменения насыщения, 5 — кривая
действительного поля машины при нагрузке (nn' — геометрическая нейтраль, mm' —
физическая нейтраль).
На рис. 5-23,е показано поле машины при ее нагрузке. Мы видим, что в результате
реакции якоря поле машины, работающей генератором, изменилось: произошло усиление
поля под сбегающей половиной полюса и ослабление его под набегающей половиной
полюса. Другим следствием реакции якоря является смещение физической нейтрали, т. е.
линии, проходящей через точки окружности якоря, где индукция равна нулю.
При холостом ходе физическая нейтраль совпадает с геометрической. При нагрузке
она смещается относительно геометрической нейтрали: при работе генератором — в
сторону вращения, при работе двигателем — против вращения (при принятых на рис. 523,в направлениях поля и токов в обмотке якоря машина при работе двигателем будет
вращаться в обратную сторону).
На рис. 5-24 показаны кривые поля машины при холостом ходе и при нагрузке:
здесь также приведена кривая поля якоря. Если кривую поля машины при ее нагрузке
будем определять, исходя из принципа наложения, т. е. складывая ординаты кривой поля
171
при холостом ходе 1 и кривой поля якоря 3, то получим кривую результирующего поля 4.
Однако принцип наложения здесь не может дать точных результатов, так как поле в
ферромагнитных телах не является линейной функцией тока. Кривая действительного
поля машины при нагрузке 5 отличается от кривой результирующего поля 4. Кривая 5
показывает, что ослабление поля под набегающей половиной полюса будет больше, чем
усиление поля под сбегающей половиной полюса (вследствие насыщения главным
образом зубцов якоря). В результате получается ослабление общего поля и,
следовательно, уменьшение полезного потока Ф, определяющего значение э.д.с. якоря.
Уменьшение э.д.с. якоря при положении щеток на геометрической нейтрали также
вызвано смещением физической нейтрали, так как при этом и параллельные ветви будут
входить проводники с обратными э.д.с. (см. рис. 5-23,в, где крестами и черточками внутри
якоря показаны направления э.д.с., наведенных в проводниках).
В машинах мощностью от 0,3 кВт и выше обычно применяются дополнительные
полюсы, о назначении которых сказано в следующем § 5-6. Они помещаются между
главными полюсами (рис. 5-1), оси их совпадают с геометрическими нейтралями машины.
Их обмотка соединяется последовательно с обмоткой якоря таким образом, чтобы ее н.с.
действовала против н.с. обмотки якоря. Действие н.с. дополнительных полюсов
ограничивается сравнительно неширокой зоной поверхности якоря, где находятся
проводники замыкаемых щетками секций. Щетки при наличии дополнительных полюсов
должны стоять на геометрической нейтрали.
В небольших машинах, не имеющих дополнительных полюсов, щетки нужно
сдвинуть вслед за физической нейтралью: в генераторе — по вращению, в двигателе —
против вращения.
В этом случае для определения влияния реакции якоря его н.с. Fa, действующую по
линии щеток, заменяют двумя н.с. Fq и Fd, действующими по продольной и поперечной
осям машины и в сумме равным Fa (рис. 5-25,а и б; на рис. 5-25,а стрелки показывают
направления н.с.).
Рис. 5-25. Разложение н.с. якоря Fа на поперечную Fq и продольную Fd н.с.
Поперечная н.с. Fq реакции якоря практически действует так же, как н.с. якоря Fa
при положении щеток на геометрической нейтрали, т. е. искажает поле под главными
полюсами и несколько уменьшает полезный поток Ф (рис. 5-24).
Продольная н.с. Fd реакции якоря действует против н.с. обмотки возбуждения и,
следовательно, уменьшает полезный поток Ф. При сдвиге щеток в обратную сторону от
геометрической нейтрали мы получили бы продольную н. с. Fd, действующую согласно с
н.с. обмотки возбуждения и, следовательно, увеличивающую полезный поток Ф. Однако
такой сдвиг для нормальных машин недопустим, как будет показано в § 5-7, из-за
возникающего при этом искрения под щетками.
Поперечная н.с. якоря, как мы видели искажает поле под главными полюсами и
вместе с этим уменьшает полезный поток Ф, которым определяется э.д.с. якоря Еа при
данной скорости вращения. Мы можем пренебречь действием н.с. якоря вне полюсной
дуги и считать, что поле под полюсами искажается вследствие действия н.с. якоря, равной
на полюс bА; здесь b — длина полюсной дуги (обычно b  0,68 [см]), А/см;
172
Ia N
2aD ,
(5-20)
есть линейная нагрузка, условно показывающая нагрузку в амперах, приходящуюся
на 1 см длины окружности якоря (Iа/2а — ток в проводнике обмотки).
Рассматриваемая н.с. bА действует по обходу, включающему воздушные зазоры,
зубцы якоря, пути по ярму якоря и поперек полюса. Последними двумя магнитными
сопротивлениями можно пренебречь и считать, что поперечная н.с. якоря изменяет лишь
магнитные напряжения воздушных зазоров и зубцов. Поэтому используется "переходная"
характеристика (рис. 5-26), представляющая собой зависимость
B = f [0,5(F + Fz)],
(5-21)
l l
l  m
2 ,
где B = Ф/ b l — индукция в воздушном зазоре (расчетная длина по оси
где lm — длина полюса; l — длина якоря за вычетом радиальных вентиляционных
каналов).
Под каждой половиной полюса действует н.с. якоря 0,5bA. Отложим 0,5bA вправо
и влево от н.с., соответствующей индукции BE. Последняя определяется по э.д.с. якоря
Ea  U  ( I a  rx  2U щ )
.
(5-22)
Здесь обозначают: U — напряжение на зажимах машины, Ia — ток якоря;rx —
сумму сопротивлений внутренней цепи якоря; 2Uщ —падение напряжения в переходных
контактах щеток, которое практически можно принять постоянным при изменении тока
якоря в пределах 0,2—1,5 Iн и приближенно равным 2 В при угольных и графитных
щетках. В формуле (5-22) нужно взять знак плюс для генератора, знак минус для
двигателя.
Из рис 5-26 видим, что поток, который при холостом ходе можно принять
пропорциональным площади прямоугольника ACHF, при нагрузке уменьшается, так как
теперь он будет определяться площадью криволинейного четырехугольника ABGF.
Уменьшение потока под одной половиной полюса будет больше, чем увеличение потока
под другой половиной полюса. При этом мы принимаем, что при холостом ходе машины
индукция в воздушном зазоре по длине дуги якоря b (практически равной длине дуги
полюсного наконечника) распределена равномерно, а при нагрузке она распределена
соответственно кривой BEG.
A
Рис. 5-26. Переходная характеристика (к определению размагничивающей н.с. Fqd
обусловленной поперечной реакцией якоря).
Для того чтобы поток при нагрузке остался неизменным, необходимо н.с. обмотки
возбуждения увеличить на некоторую величину Fqd, которая находится следующим
образом.
Передвинем отрезок AF  b A вправо настолько, чтобы заштрихованные площади
были равны между собой. При этом мы получаем площадь криволинейного
четырехугольника A1B1G1F1 равной площади прямоугольника ACHF. Найденная
указанным способом Fqd и представляет собою ту н.с., которую должна добавочно создать
173
обмотка возбуждения, чтобы скомпенсировать размагничивающее действие поперечной
н.с. якоря.
Значение нс. Fqd будет, очевидно, зависеть от насыщения машины, т. е. от
положения точки Е на переходной характеристике, и от тока якоря Iа. Обе эти
зависимости имеют сложный характер и не могут быть точно выражены аналитически.
Если принять, что машина (как это обычно бывает) работает при насыщении,
соответствующем точке E на переходной характеристике, то можно допустить, что при
небольшом отклонении от этой точки, вызванном изменением Еа из-за изменения
внутреннего падения напряжения, н.с Fqd зависит только от Ia. Как показывают опыт и
расчеты, для машин, у которых поперечная реакция якоря резко проявляется, зависимость
Fqd от Iа может быть приближенно представлена следующим уравнением:
Fqd  kIa
,
(5-23)
где k — постоянный коэффициент;   1,5 ÷ 2 для тока якоря Iа = (0,6 ÷ 1,5) Iн.
Величина Fqd будет относительно тем больше, чем меньше воздушный зазор
машины Действительно, при уменьшении воздушного зазора будет уменьшаться F и,
следовательно, будет уменьшаться масштаб mа (A/мм) для н.с. на оси абсцисс рис 5-26.
Тогда отрезки AD и DF , равные 0,5bA/ma [мм], будут увеличиваться, что приведет к
возрастанию Fqd.
Для небольших машин (до 30 ÷ 40 кВт) иногда при Iа = Iн отрезок AD получается
несколько больше отрезка OD . В этом случае под одним краем полюсного наконечника
будет иметь место "опрокидывание" поля, т. е. изменение его направления. Для машин
средней и большой мощности (примерно свыше 50 кВт) воздушный зазор обычно
выбирается таким образом, чтобы при номинальной нагрузке не было опрокидывания
поля под одним из краев полюсного наконечника ( AD < OD ).
При отсутствии дополнительных полюсов, когда для улучшения коммутации (§ 57,д) приходится щетки смешать с геометрической нейтрали, необходимо учесть
размагничивающую продольную н.с. якоря Fd, которая равна (на один полюс)
Fd = cA,
(5-24)
где с (см) — сдвиг щеток относительно геометрической нейтрали (рис 5-25,а). Для
малых машин (< 0,5 кВт) можно принять:
c  0,4 (-b).
Таким образом, размагничивающая реакция якоря (на пару полюсов)
Fр.я. = 2 (Fqd + Fd)
(5-25)
и н.с. обмотки возбуждения при нагрузке
Fв = FE + Fр.я.
(5-26)
где FE — н.с , соответствующая э.д.с. Еа при нагрузке (определяется по
характеристике холостого хода)
5-7. Коммутация
а) Общие сведения.
Под коммутацией в собственном смысле этого слова понимают переключение
секции из одной ветви обмотки якоря в другую и происходящее при этом изменение тока
в ней с одного направления на другое. Процессы, возникающие при этом в секции и под
щеткой, называются коммутационными процессами. Их исследование представляет собой
важную задачу, так как от ее правильного решения в большой степени зависит
надежность работы коллекторной машины.
Под коммутацией в широком смысле слова понимаются все явления и процессы,
возникающие под щеткой при работе машины. Говорят, что у машины хорошая
коммутация, если нет искрения под щетками, и плохая коммутация, если под щетками
возникает искрение.
174
Искрение щеток вызывается различными причинами. Оно может быть обусловлено
механическими неисправностями: "эллиптичностью" коллектора, плохой стяжкой его
пластин, шероховатостью его поверхности, выступанием в отдельных местах слюды над
коллекторными пластинами, дрожанием щеткодержателей, щеточных болтов, траверсы и
пр.
При указанных неисправностях в отдельные моменты времени будет нарушаться
контакт щетки с коллектором и происходить разрыв цепи с током, что и приводит к
искрению.
Неправильно подобранные щетки, чрезмерное или слишком слабое нажатие щеток
на коллектор, неправильная их расстановка по коллектору также могут послужить
причинами искрения под щетками.
Современные способы изготовления коллектора и всей щеточной аппаратуры
позволяют получить эти части машины вполне надежными и удовлетворительно
работающими в отношении коммутации.
Коммутационные процессы отличаются большой сложностью, так как они
протекают под влиянием многочисленных факторов. Их теоретическое исследование
встречает большие затруднения и возможно только при ряде допущений. Поэтому здесь
важное значение имеют правильно и тщательно поставленные эксперименты.
Много дали для понимания коммутационных процессов теоретические и особенно
экспериментальные работы академика К. И. Шенфера, проф. В. Т. Касьянова и других
советских ученых.
Затруднения обычно возникают при решении вопросов, связанных с коммутацией
в быстроходных мощных машинах [если произведение мощности на скорость вращения
близко к предельным значениям: Р·n(2,5÷3,5)·106 кВт·об/мин]. Однако в настоящее
время выводы теории и главным образом большой опыт, накопленный отечественными
заводами, позволяют и для таких машин эти вопросы разрешать вполне
удовлетворительно.
Рассмотрим вначале изменение тока в секции обмотки якоря при его вращении.
Оно представлено кривой на рис. 5-27. Когда секция находится в одной параллельной
ветви, то за время прохождения ею полюсного деления ток в ней сохраняет свое значение
I
ia  a
2a .
Рис. 5-27. Изменение тока в секции за время прохождения ею двух полюсных
делений.
При переходе секции в другую параллельную ветвь ток в ней быстро изменяется с
одного направления на другое за время Тк замыкания ее щеткой и далее имеет то же
значение ia, пока секция не будет снова замкнута теткой. Время Тк называется периодом
коммутации. Обычно оно составляет тысячные доли секунды. Вид кривой изменения тока
в секции (рис. 5-27) объясняется тем, что ток в ней, пока она не замкнута щеткой,
создается постоянной э.д.с. Еа всей параллельной ветви, а не э.д.с. одной секции.
Обратимся к рис. 5-28, где изображена секция простой петлевой обмотки,
замкнутая щеткой. Будем пренебрегать толщиной изоляционной прослойки между
коллекторными пластинами и примем, что ширина щетки равна ширине коллекторной
пластины.
175
Рис. 5 28. Коммутируемая секция.
Секция, замкнутая щеткой, называется коммутируемой секцией.
В момент, когда набегающий край щетки получит соприкосновение с пластиной 2,
имеем начало коммутации. Примем, что конец коммутации получается в момент, когда
пластина 1 отойдет от щетки.
Будем пренебрегать сопротивлениями самой секции и соединительных
проводников между секцией и коллекторными пластинами. Они незначительны по
сравнению с сопротивлениями переходного контакта между щеткой и коллекторными
пластинами. Обозначив сопротивления переходных контактов сбегающего и набегающего
краев щетки через r1 и r2, составим уравнение напряжений для указанного на рис. 5-28
контура:
i1r1 – i2r2 = e;
(5-27)
здесь e — сумма э.д.с., наведенных в коммутируемой секции. В эту сумму входят
э.д.с. самоиндукции и взаимной индукции (рис. 5-29) и э.д.с. внешнего поля, имеющего
место в коммутационной зоне, причем под последней понимается та часть поверхности
якоря, где лежат стороны коммутируемых секций.
Рис. 5-29. Коммутируемые секции.
Подставив в (5-27) равенства (рис. 5-28)
i1 = ia + i;
(5-28)
i2 = ia - i,
(5-29)
получим:
r r
e
i  ia 2 1 
.
r1  r2 r1  r2
(5-30)
Примем, что r1 и r2 не зависят от плотности тока и что они обратно
пропорциональны площадям соприкосновения соответственно сбегающего края щетки S1,
и набегающего края щетки S2:
r1 S 2
 .
r2 S1
(5-31)
Площадь S2 пропорциональна времени t, протекшему от начала коммутации, а
площадь S1 — времени Тк - t, оставшемуся до конца коммутации. Поэтому можем
написать:
r1
t

.
r2 Tк  t
(5-32)
176
В действительности r1 и r2 зависят от плотности тока, так как ток проходит не
только через точки непосредственного соприкосновения щетки с коллекторными
пластинами, но и через тонкие воздушные прослойки между ними, в которые к тому же
попадает увлажненный воздух. Следовательно, мы здесь имеем также ионные процессы, в
том числе и электролитические, которые не могут быть точна рассчитаны. Кроме того,
надо отметить нестабильность контакта щетки с коллекторными пластинами, в
особенности ее сбегающего края, что приводит к изменению периода коммутации,
отличающегося в действительности от его расчетного значения Тк. Принятое нами
допущение позволяет все же проследить приближенно процессы с их качественной
стороны и получить некоторые исходные данные для расчета дополнительных полюсов,
которые могут быть уточнены опытной проверкой.
б) Прямолинейная коммутация.
Допустим, что сумма э.д.с., наведенных в коммутируемой секции, в любой момент
времени равна нулю: e = 0. Тогда равенство (5-30) принимает вид:
r r
i  ia 2 1 .
r1  r2
(5-33)
Отсюда, учитывая (5-32), получим:
 2t 
i  ia 1  .
 Tк 
(5-34)
Полученное равенство показывает, что в рассматриваемом случае ток i в
коммутируемой секции будет линейной функцией времени (рис. 5-30). Такая коммутация
называется прямолинейной. При прямолинейной коммутации плотность тока под щеткой
в любой момент времени будет распределена равномерно.
Рис. 5-30. Прямолинейная коммутация.
i
2  2
S 2 , под сбегающим краем
Плотности тока под набегающим краем щетки
i
i1
i
1  1
 tg1
 2  2  tg 2 1 
S
T

t
1
к
t
щетки
. Так как S2t и S1Tк-t, то
и
(рис. 5-30); но
1=2, следовательно, 1=2.
в) Криволинейная коммутация.
Рассмотрим э.д.с., наведенные в коммутируемой секции. Примем, что в
коммутационной зоне нет внешнего поля (например, при положении щеток на физической
нейтрали). В этом случае в коммутируемой секции будут иметь место только э.д.с.
самоиндукции и э.д.с. взаимной индукции. Последняя будет наводиться вследствие
изменения тока и создаваемого им поля соседней секции, замкнутой другой щеткой (рис.
5-29).
Результирующая э.д.с. самоиндукции и взаимной индукции называется реактивной
э.д.с., Обозначим ее через еR. Она согласно закону Ленца будет задерживать изменение
тока. Ток i вследствие этого будет проходить нулевое значение позже, чем при
прямолинейной коммутации (рис. 5-31). Такая коммутация называется замедленной. При
177
замедленной коммутации плотность тока на сбегающем крае щетки возрастает. Здесь
1  tg1 будет больше, чем 2  tg2 . В этом-случае может быть искрение при разрыве
цепи в момент, когда коллекторная пластина 1 отходит от щетки, так как реактивная э.д.с.
di
eR   L
dt (LR учитывает индуктивность и взаимную индуктивность коммутируемой
секции) достигает больших значений из-за большой скорости изменения тока di/dt в конце
периода коммутации.
Рис. 5-31. Замедленная коммутация.
Электродвижущая сила, наведенная в коммутируемой секции внешним полем,
называется коммутирующей; обозначим ее через ек. Полярность внешнего поля
устанавливается таким образом, чтобы ек была направлена против еR. Если при этом ек >
еR, то процесс изменения тока i ускоряется (рис. 5-32). Коммутация называется
ускоренной. При ускоренной коммутации перегружается током набегающей край щетки.
При его чрезмерной перегрузке может возникнуть искрение в моменты замыкания секции,
когда пластина 2 подходит к щетке.
Рис. 5-32. Ускоренная коммутация.
г) Электродвижущие силы коммутируемой секции.
Вначале найдем реактивную э.д.с. При этом будем считать, что ширина секции
равна полюсному делению и что ширина щетки bщ равна ширине коллекторной пластины
bк. Для этого случая можем написать:
di
di
eR  ( L  M )  LR .
dt
dt
(5-35)
Здесь мы опускаем знак минус и считаем, что закон изменения тока di/dt в
коммутируемых секциях один и тот же, индуктивность LR учитывает и взаимную
индуктивность. Ее мы можем найти следующим образом:
 w iw
LR   c c  R  wc2  R ,
i
i
где

и
wс
—
потокосцепление
секции
и
ее
число
витков;
R — расчетная магнитная проводимость, равная:
 R  2l (2 0 п )  2lл 0 л 
lл
 0,4л ) 10 8  2l 10 8 ,
lп
где l и lл — длины пазовой и лобовой частей секции (рис 5-33), п и л —
коэффициенты магнитной проводимости (взаимная индукция учитывается умножением на
178
 2l (2  0,4п 
2 коэффициента п для пазовой части секции);  = 2·0,4п + lл/l·0,4л — коэффициент
магнитной проводимости, отнесенный к единице длины пазовой (активной) части секции,
следовательно,
LR = 2w2cl·10-8 .
(5-36)
Рис. 5-33. К определению реактивной э.д.с. eR.
Мы определяем среднее значение реактивной э.д.с. еR. В соответствии с этим
можем написать:
2i
 di 
   a,
 dt ср Tк
где
bщ bк 60  Dк 60
 

;
vк vк Dк nK nK
следовательно,
DAnK
A
 di 

va ,
  
wc
 dt ср 60 Kwc
Tк 
(5-37)
Dn
va 
60 , см/с — окружная скорость якоря.
где
Подставляя (5-36) и (5-37) в (5-35), получим:
eR = 2wcAlva·10-8, В.
(5-38)
Полученная формула имеет большое практическое значение, хотя и не является
точной. Она показывает, от каких в основном факторов зависит э.д.с. eR. Коэффициент 
для нормальных машин лежит в сравнительно узких пределах и может быть определен
опытным путем. Его значение для машин с открытыми пазами на якоре  = 3,7÷6, для
машин с полузакрытыми пазами на якоре  = 6÷9; оно тем больше, чем больше глубина
паза и чем меньше его ширина.
Коммутирующая э.д.с., наведенная в коммутируемой секции внешним полем,
рассчитывается по следующей формуле
Eк = 2wcBкlva·10-8, В,
(5-39)
где Вк, Гс — индукция внешнего поля в коммутационной зоне.
д) Способы улучшения коммутации.
Дополнительные полюсы. Обратимся к равенству (5-30). Мы можем переписать
его в следующем виде:
i = iпр + iдоб,
(5-40)
r r
e
iпр  ia 2 1 iдоб 
r1  r2 .
r1  r2 и
где
Таким образом, ток коммутации i можно считать состоящим из
прямолинейной коммутации iпр и накладывающегося на него добавочного тока iдоб.
тока
179
Способы улучшения коммутации основаны на уменьшении добавочного тока iдоб.
Его мы можем уменьшить, увеличивая r1 + r2, что достигается выбором щеток.
Чем больше ожидаемая результирующая э.д.с. е, тем тверже должны быть щетки,
так как они создают в переходном контакте относительно большое сопротивление. Для
небольших машин низкого напряжения берут мягкие (графитные) щетки. От правильного
выбора щеток и от их качества в большой степени зависит коммутация. Лучшими
считаются электро-графитированные щетки, полученные путем отжига угля в
электропечах.
Уменьшение iдоб может быть также достигнуто путем уменьшения е.
Стремятся эту сумму э.д.с. сделать равной нулю:
е = eR + eк = 0.
(5-41)
Чтобы этого достигнуть, нужно создать в коммутационной зоне такое поле,
которое бы наводило в коммутируемой секции э.д.с. ек, равную э.д.с. еR и направленную
против нее. Поле в коммутационной зоне называется коммутирующим. Оно должно иметь
определенную полярность. В малых машинах мощностью обычно не свыше 0,5 кВт
надлежащее коммутирующее поле получают сдвигом щеток за физическую нейтраль по
вращению в генераторе и против вращения в двигателе. Однако равенство ек=-еR при этом
достигается только при некоторой определенной нагрузке, так как при изменении
нагрузки физическая нейтраль смещается и указанное равенство нарушается. Чтобы
различие между ек и eR было невелико, берут значение еR не свыше 1—2 В, что не
вызывает затруднений в случае малых машин. Для машин средней и особенно большой
мощности такое значение еR потребовало бы значительного увеличения размеров машин и
было бы невыгодно.
В современных машинах для создания коммутирующего поля применяются
дополнительные полюсы. Их обмотка, как указывалось, соединяется последовательно с
обмоткой якоря (рис. 5-34). При этом коммутирующее поле увеличивается
пропорционально току якоря, если магнитная цепь дополнительных полюсов слабо
насыщена. Поэтому ек будет пропорциональна току якоря, так же как и еR. Следовательно,
здесь мы получаем автоматичность действия дополнительных полюсов.
Рис. 5-34. Соединение обмотки дополнительных полюсов с обмоткой якоря.
Число витков обмотки дополнительных полюсов должно быть так выбрано, чтобы
ее н.с. не только компенсировала поперечную н.с. якоря, но и имела некоторый избыток,
необходимый для создания в коммутационной зоне надлежащего поля.
На рис. 5-35 представлена кривая поля машины, имеющей дополнительные
полюсы. Здесь же указаны необходимые полярности дополнительных полюсов при работе
машины генератором и двигателем (см. также рис. 5-34).
180
Рис. 5-35. Кривая поля машины с дополнительными полюсами.
Необходимая полярность коммутирующего поля определяется на основании
следующих рассуждений.
Обозначим условно направление тока в секции ia до коммутации стрелкой, как
указано на рис. 5-36. Направление э.д.с. Еа параллельной ветви, в которой находится
секция при работе машины генератором, будет такое же, как и тока ia. Пусть
рассматриваемая секция замыкается щеткой. Ток ia будет уменьшаться. При этом
возникает э.д.с. еR, которая по закону Ленца стремится поддержать прежнее значение
тока. Следовательно, она направлена в ту же сторону, что и ia. Электродвижущая сила ек
должна быть направлена против eR. Для этого коммутируемая секция должна находиться в
поле противоположной полярности по отношению к полю, которое наводит э.д.с. Еа (см.
рис. 5-34, где направление э.д.с. Еа, например, нижней параллельной ветви обмотки якоря
определялось полем южной полярности).
Рис. 5-36. К определению полярности дополнительных полюсов генератора.
Так как в двигателе Еа и ia имеют противоположные направления, то
коммутирующее поле должно иметь ту же полярность, что и поле, наводящее э.д.с. Еа
(рис. 5-37).
Рис. 5-37. К определению полярности дополнительных полюсов двигателя.
Мы вначале приняли ширину щетки равной ширине коллекторной пластины. В
действительности щетка берется шире коллекторной пластины в 2—4 раза (при простых
волновых обмотках в 2—2,7 раза; при простых петлевых обмотках в 3—4 раза), что дает
лучшее использование коллектора и улучшает коммутацию.
Ширина щетки не должна быть слишком большой, так как это может привести к
чрезмерному расширению коммутационной зоны. По той же причине не следует брать
шаг у1 с большим укорочением [обычно y1 = Zэ/2 p - (1÷3)]. Небольшое укорочение у1
сказывается благоприятно на коммутации, так как при этом несколько уменьшается eR за
счет уменьшения э.д.с. взаимоиндукции. К тому же самому ведет выбор К/а, равного
нечетному числу, и выбор ступенчатой обмотки (для мощных машин).
Для небольших машин (до 40—50 кВт) часто пазы на якоре выполняются
скошенными примерно на одно пазовое деление. При этом уменьшается шум машины, так
как не будут получаться резкие колебания индукции на концах полюсных наконечников, и
уменьшаются колебания поля под дополнительными полюсами, что улучшает
коммутацию.
Как отмечалось, н.с. дополнительных полюсов должна скомпенсировать в
коммутационной зоне поперечную н.с. якоря и, кроме того, создать коммутирующее поле;
следовательно, она должна быть равна (на пару полюсов):
Fд = A + Fк.
(5-42)
Здесь н.с, создающая коммутирующее поле,
Fк 1,2·1,6Bкд,
(5-43)
где коэффициент 1,2 учитывает магнитные напряжения стальных участков магнитной
цепи
дополнительных
полюсов
и
зубчатость
якоря;
д,
см
—
воздушный
зазор
под
дополнительным
полюсом;
181
Вк — индукция коммутирующего поля, которая определяется из равенства ек=еR, после
подстановки в это равенство (5-39) и (5-38), Гс:
Вк = A.
(5-44)
е) Круговой огонь на коллекторе. Компенсационная обмотка.
При работе машины постоянного тока может образоваться круговой огонь на
коллекторе, под которым понимается электрическая дуга, охватывающая часть или весь
коллектор по его цилиндрической поверхности. Явление кругового огня на коллекторе
подробно исследовалось в Советском Союзе К. И Шенфером, О. Б. Броном, В. С.
Александровым, А. И. Москвитиным и др. Исследования позволили выявить причины
этого сложного явления. Оно может возникнуть при перегрузках машины. В этом случае
сильно искажается поле под главными полюсами из-за поперечной реакции якоря
(дополнительные полюсы компенсируют реакцию якоря только в коммутационной зоне).
В результате возрастают максимальная индукция в воздушном зазоре и пропорциональное
этой индукции максимальное напряжение Uк.м между соседними коллекторными
пластинами (рис. 5-38).
Рис. 5-38. Максимальная индукция Bм в воздушном зазоре машины при ее
перегрузке, определяющая максимальное напряжение Uк.м между соседними
коллекторными пластинами (пунктирная кривая — кривая поля машины при холостом
ходе).
Если при этом поверхность коллектора загрязнена и он окружен воздухом,
ионизированным вследствие искрения под щетками, то создаются условия для
образования небольших электрических дуг между пластинами, которые в дальнейшем
могут перейти в устойчивую мощную дугу. Такая дуга опасна для машины и может
привести к серьезным повреждениям. В машинах небольшой и средней мощности
нормального исполнения образование кругового огня на коллекторе наблюдается крайне
редко. Это явление не следует смешивать с явлением кругового искрения, которое обычно
не причиняет большого вреда машине, однако требует более частой чистки коллектора и
приводит к более быстрому износу щеток и коллектора.
Для предотвращения кругового огня на коллекторе нужно иметь достаточное число
коллекторных пластин на полюсное деление, чтобы напряжение между соседними
коллекторными пластинами не было слишком большим. В мощных машинах, работающих
с большими перегрузками (например, двигатели для крупных прокатных станов), кроме
того, нужно применить компенсационную обмотку, чтобы не было искажения поля под
главными полюсами. Проводники компенсационной обмотки, которая соединяется
последовательно с обмоткой якоря, закладываются в пазы полюсных наконечников (рис.
5-39). Она при этом компенсирует поперечную реакцию якоря под главными полюсами
при всех нагрузках машины.
182
Рис. 5-39. Машина с компенсационной обмоткой в пазах полюсных наконечников.
Компенсационная обмотка обычно применяется для мощных и быстроходных
машин при мощности на один полюс свыше 80—100 кВт, при U>400 В, если машина
подвергается перегрузкам свыше 120% и если eR>6 В. Применение ее для нормальных
машин становится экономически целесообразным при мощностях свыше 900 кВт, даже
если указанные условия отсутствуют.
5-9. Генераторы
а) Классификация генераторов по способу возбуждения.
В зависимости от способа возбуждения основного магнитного поля машины
различают генераторы с независимым, параллельным, последовательным и смешанным
возбуждением.
Генератор, обмотка возбуждения которого получает питание от постороннего
источника тока (например, от аккумуляторной батареи или от другого генератора
постоянного тока), называется генератором с независимым возбуждением (рис. 5-41,а).
Генератор с параллельным возбуждением имеет обмотку возбуждения,
подключенную параллельно к якорю (рис. 5-41,б). В генераторе последовательного
возбуждения обмотка возбуждения соединена последовательно с якорем (рис. 5-41,в).
В генераторе со смешанным возбуждением на главных полюсах помещаются две
обмотки: одна из них соединяется параллельно, другая — последовательно с якорем (рис.
5-41,г).
Рис. 5-41. Генераторы постоянного тока.
По параллельной обмотке возбуждения проходит небольшой ток, составляющий
1—5% номинального тока якоря. Она выполняется обычно с большим числом витков из
проводника относительно небольшого сечения. По последовательной обмотке
возбуждения проходит полный ток якоря, поэтому она выполняется с небольшим числом
витков из проводника относительного большого сечения.
Генераторы малой мощности выполняются иногда с постоянными магнитами; их
можно назвать магнито-электрическими. По свойствам они приближаются к генераторам
с независимым возбуждением.
На щитке машины указываются номинальные величины: мощность (электрическая
мощность на зажимах для генератора или мощность на валу для двигателя в ваттах или
киловаттах), напряжение, ток, скорость вращения.
б) Генератор с независимым возбуждением.
Схема генератора с независимым возбуждением приведена на рис. 5-42. Здесь Rp —
регулировочный реостат в цепи возбуждения; Rн –нагрузочный реостат.
183
Рис. 5-42. Генератор с независимым возбуждением.
При холостом ходе генератора, когда отключена внешняя цепь, напряжение на его
зажимах, измеряемое вольтметром, можно считать равным э.д.с. якоря. Таким образом,
опытным путем легко может быть найдена характеристика холостого хода; E0 =f(Iв) при n
= const. Она представлена на рис. 5-43. При ее снятии ток возбуждения Iв изменяют от 0 до
некоторого максимума, соответствующего E01,25 Uн, и затем его уменьшают до нуля.
При этом получаются восходящая и нисходящая ветви характеристики холостого хода.
Расхождение этих ветвей объясняется наличием гистерезиса в полюсах и ярме статора.
При iв=0 э.д.с. в обмотке якоря индуктируется потоком остаточного магнетизма. Она
обычно составляет 2-4% от Uн.
Рис. 5-43. Характеристика холостого хода.
Регулировочный реостат Rp имеет холостой контакт, соединенный с
противоположным зажимом обмотки возбуждения. Такое соединение делается для того,
чтобы при переводе ручки реостата на холостой контакт обмотка возбуждения была
замкнута, так как при ее размыкании образовывались бы (из-за ее большой
индуктивности) электрические дуги, приводящие к подгоранию контактов.
Для определения н.с. реакции якоря снимают также нагрузочные характеристики:
U=f(Iв) при Ia=const и n=const. Одна из них при Iа=Iн представлена на рис. 5-44.
Рис. 5-44. Характеристики — нагрузочная (U), внутренняя нагрузочная (Еа) и
холостого хода (E0) (к определению реакции якоря).
184
Если к ординатам нагрузочной характеристики прибавить внутреннее падение
напряжения в цепи якоря Iarx+2Uщ [см. § 5-6, уравнение (5-22) и далее], то получим
внутреннюю нагрузочную характеристику Ea=f(Iв). Она показана на рис. 5-44 пунктиром.
Здесь же приведена характеристика холостого хода.
Мы видим, что для создания э.д.с. Еа при холостом ходе потребовался бы ток
возбуждения I'в, тогда как для создания той же э.д.с. Еа при нагрузке требуется ток
возбуждения Iв.н; следовательно, Iв(р.я)=Iв.н-Iв'= BC идет на компенсацию реакции якоря.
Для определения н.с. реакции якоря Fр.я надо ток Iв(р.я) умножить на число витков 2wв пары
полюсов: Fр.я = 2wвIв(р.я). Для уточнения результатов следует, брать нисходящую ветвь
характеристики холостого хода и снимать нагрузочную характеристику, начиная с
наибольшего значения U и уменьшая Iв. Тогда будет исключено влияние гистерезиса.
Треугольник ABC, у которого один катет AB равен внутреннему падению
напряжения в цепи якоря, а другой катет BC равен току Iв(р.я) (соответствующему реакции
якоря), называется реактивным (или характеристическим) треугольником.
Если снять несколько нагрузочных характеристик для различных значений тока
якоря Iа, то можно найти зависимость Iв(р.я) (или Fp.я) не только от насыщения, но и от тока
Iа.
Большое практическое значение имеет внешняя характеристика: U=f(I) при n=const
и Iв=const (рис. 5-45). Она снимается при включенном рубильнике (рис. 5-42); ток
нагрузки I изменяют при помощи реостата Rн.
Рис. 5-45. Внешняя характеристика генератора с независимым возбуждением.
Внешняя характеристика показывает, что напряжение на зажимах генератора при
увеличении тока нагрузки понижается. Понижение напряжения вызвано уменьшением
потока Ф, а следовательно, и э.д.с. Еа из-за реакции якоря, а также внутренним падением
напряжения.
При дальнейшем уменьшении внешнего сопротивления Rн ток будет увеличиваться
и при Rн=0 достигнет наибольшего значения Iк. Ток Iк — ток короткого замыкания. Он
опасен для машины, так как в несколько раз превышает ее номинальный ток. Для
предохранения машины от короткого замыкания во внешней цепи ставят предохранители,
отключающие цепь при токе, превышающем допустимый для машины.
Изменение напряжения генератора характеризуется повышением напряжения при
переходе от режима номинальной нагрузки к режиму холостого хода, отнесенным к
номинальному напряжению (рис. 5-45):
U Uн
U %  0
100%
Uн
.
(5-50)
Для генераторов с независимым возбуждением, работающих при
Iв=const, U%=5÷10%.
Напряжение на зажимах генератора можно поддерживать постоянным при
изменении нагрузки путем регулирования тока возбуждения. Как при этом нужно
регулировать ток возбуждения, показывает регулировочная характеристика: Iв = f(I) при
n=const и U=const (рис. 5-46).
185
Рис. 5-46. Регулировочная характеристика.
Генераторы с независимым возбуждением применяются в тех случаях, где
необходимо регулирование напряжения в широких пределах: например, для питания
электролитических ванн, в схеме генератор-двигатель (§ 5-10,в). Они на практике
встречаются сравнительно редко. Гораздо чаще применяются генераторы, работающие с
самовозбуждением.
в) Генератор с параллельным возбуждением.
Схема генератора с параллельным возбуждением представлена на рис. 5-47. Здесь
обмотка возбуждения питается от самого генератора. Такая работа возможна благодаря
самовозбуждению машины. Принцип самовозбуждения заключается в следующем.
Рис. 5-47. Генератор с параллельным возбуждением.
В полюсах и ярме машины обычно всегда имеет место остаточный магнетизм,
наличие которого обусловливает самовозбуждение.
Действительно, поток остаточного магнетизма при вращении якоря наводит в его
обмотке небольшую э.д.с., которая создает небольшой ток в обмотке возбуждения. Этот
ток при правильном соединении обмотки возбуждения с обмоткой якоря увеличивает
поток полюсов, который в свою очередь наводит в якоре большую э.д.с. Она создает в
обмотке возбуждения соответственно больший ток — снова увеличивается поток и э.д.с. в
якоре и т. д. до тех пор, пока не установится соответствие между током возбуждения,
магнитным потоком и э.д.с.
Для уяснения процесса самовозбуждения обратимся к рис. 5-48. Здесь изображены
характеристика холостого хода E0=f(Iв) и "прямая постоянного сопротивления цепи
возбуждения"
E0 = rвIв, где Е0 принята равной напряжению, приложенному к цепи возбуждения; rв —
сопротивление этой цепи.
Можно считать, что падение напряжения в цепи якоря, вызванное током Iв,
ничтожно, поэтому напряжение на зажимах якоря, а следовательно, и на зажимах цепи
возбуждения можно принять равным э.д.с. Ев. При постоянном сопротивлении rв цепи
возбуждения напряжение на ее зажимах пропорционально току Iв, т. е. изменяется при
изменении Iв по закону прямой линии, которую мы назвали прямой постоянного
сопротивления цепи возбуждения (встречается также название "вольт-амперная"
характеристика цепи возбуждения).
Оба уравнения E0=f(Iв) и E0=rвIв одновременно будут удовлетворяться только в
точке А. В этой точке мы получаем установившуюся в процессе самовозбуждения э.д.с. Е0
= BA при данном сопротивлении rв. При отклонении э.д.с. от этого значения вследствие
186
какой-нибудь причины после устранения этой причины э.д.с. снова вернется, очевидно, в
исходное положение, т. е. будет равна BA .
BA
 rв
OB
На рис. 5-48
. При увеличении rв угол  будет увеличиваться и при
совпадении прямой постоянного сопротивления цепи возбуждения с прямолинейной
частью характеристики холостого хода будет равен критическому значению кр.
Соответствующее ему значение rв.кр (tgкр=rв.кр) называется критическим сопротивлением
цепи возбуждения. Оно определяет "порог самовозбуждения" — при увеличении rв сверх
rв.кр самовозбуждение невозможно.
tg 
Рис. 5 48. Самовозбуждение генератора с параллельным возбуждением.
При rв = rв.кр напряжение на зажимах якоря практически будет неустойчивым.
Поток остаточного магнетизма дает очень небольшое напряжение (0,02—0,04 Uн), которое
может быть практически устойчивым только при холостом ходе. Этим и объясняется то,
что у генератора нормального исполнения получить устойчивое напряжение при холостом
ходе, которое было бы меньше 60—70% номинального, не представляется возможным.
Если все же требуется от генератора параллельного возбуждения, чтобы он давал
устойчивое напряжение, начиная, например, с 20% номинального, то приходится
переходить к специальному выполнению его главных полюсов. Полюсы при этом
собирают из листов, показанных на рис. 5-49,а, или их выполняют, как показано на рис. 549,б. В обоих случаях в полюсах получаются участки (а и b или участки сплошных
листов), которые насыщаются при малом значении потока, вследствие чего
характеристика холостого хода искривляется в своей начальной части (рис. 5-50).
Генераторы с такой характеристикой применяются в качестве возбудителей, например,
для турбогенераторов, для которых требуется изменять их ток возбуждения в широких
пределах.
Рис. 5-49. Полюсы для получения искривленной в начальной части характеристики
холостого хода.
187
Рис. 5-50. Характеристика холостого хода, искривленная в начальной части.
Обмотка возбуждения должна быть присоединена к зажимам якоря таким образом,
чтобы ток, проходящий по этой обмотке, увеличивал поток остаточного магнетизма, в
противном случае машина не может самовозбудиться.
Убедиться в наличии остаточного магнетизма можно путем измерения напряжения
при холостой работе машины с отключенной обмоткой возбуждения. Если при включении
обмотки возбуждения напряжение уменьшается, то это указывает на неправильное
присоединение обмотки возбуждения. Следует или поменять местами ее концы, или
изменить направление вращения машины. Обычно применяют первый способ.
Генераторы с параллельным возбуждением часто встречаются на практике.
Так как ток, ответвляющийся в обмотку возбуждения, составляет небольшую долю
номинального тока, то характеристика холостого хода генератора с параллельным
возбуждением, снятая для напряжения на зажимах, а не для э.д.с., практически не
отличается от той же характеристики генератора с независимым возбуждением; то же
можно сказать и о регулировочной характеристике.
Внешняя характеристика генератора с параллельным возбуждением U = f(I) при n =
const и rв = const представлена на рис. 5-51. Верхняя кривая здесь представляет собой
внешнюю характеристику при постоянном токе возбуждения.
Рис. 5-51. Внешняя характеристика генератора с параллельным возбуждением.
Понижение напряжения на зажимах генератора с параллельным возбуждением
будет больше, чем на зажимах генератора независимого возбуждения, работающего при
постоянном токе возбуждения. У генератора с параллельным возбуждением напряжение
понижается не только из-за реакции якоря и внутренних сопротивлений цепи якоря, но и
вследствие уменьшения тока возбуждения.
При некотором нагрузочном токе дальнейшее уменьшение внешнего
сопротивления влечет за собой не увеличение тока, а его уменьшение. Этот наибольший
возможный ток Iкр генератора с параллельным возбуждением называется критическим
током (рис. 5-51).
Представленный на рис. 5-51 вид внешней характеристики объясняется
следующим образом. Если мы при критическом токе уменьшим сопротивление внешней
цепи, то в первый момент ток в якоре возрастет. Это вызовет возрастание реакции якоря и
внутреннего падения напряжения, а следовательно, понижение напряжения yа его
зажимах, которое еще больше уменьшится вследствие обусловленного им уменьшения
тока возбуждения. В результате установится режим работы, при котором напряжение
будет снижено на относительно большую величину (например, на 30%), чем было
уменьшено внешнее сопротивление (например, на 20%), что и приводит к уменьшению
нагрузочного тока.
Когда сопротивление внешней цепи равно нулю. т. е. при коротком замыкании, ток
якоря равен Iк (рис. 5-51). Этот ток обусловлен наличием остаточного магнетизма. Для
больших машин он может быть больше номинального.
Внезапное короткое замыкание для генератора с параллельным возбуждением так
же опасно, как и для генератора с независимым возбуждением. Магнитный поток здесь не
может быстро уменьшиться из-за большой индуктивности обмотки возбуждения;
188
следовательно, и э.д.с., наведенная им в обмотке якоря, будет уменьшаться постепенно,
что приводит к большим значениям тока в цепи якоря в процессе перехода к
установившемуся режиму короткого замыкания.
Поэтому генераторы с параллельным возбуждением также должны быть снабжены
предохранителями, причем при большой их мощности часто устанавливаются
быстродействующие выключатели, отключающие короткозамкнутую цепь еще до того,
как ток якоря достиг опасных значений.
г) Генератор с последовательным возбуждением.
Схема генератора с последовательным возбуждением приведена на рис. 5-52.
Рис. 5-52. Генератор с последовательным возбуждением.
Характеристику холостого хода этого генератора можно снять только при питании
обмотки возбуждения от постороннего источника.
Рис. 5-53. Внешняя характеристика генератора с последовательным возбуждением.
Внешняя характеристика генератора показана на рис. 5-53. Так как одновременно
с током в якоре возрастает и ток в обмотке возбуждения, то напряжение растет вместе с
нагрузкой. Однако напряжение будет расти только до некоторого предела, так как
дальнейшее увеличение тока в обмотке возбуждения увеличивает магнитный поток лишь
в небольшой степени из-за насыщения стальных участков магнитной цепи машины. Ток в
обмотке якоря вызывает все большее уменьшение напряжения как вследствие реакции
якоря, так и вследствие падения напряжения в сопротивлении цепи якоря. Поэтому в
дальнейшем при увеличении нагрузочного тока напряжение уменьшается. Генераторы с
последовательным возбуждением на практике применяются в редких случаях и только в
специальных схемах.
д) Генератор со смешанным возбуждением.
Схема генератора со смешанным возбуждением приведена на рис. 5-54. Можно ее
изменить, соединив конец параллельной обмотки возбуждения a с точкой b. Полученная в
этом случае схема принципиально не будет отличаться от приведенной на рис. 5-54.
189
Рис. 5-54. Генератор со смешанным возбуждением.
Мы видели, что у генератора с параллельным возбуждением напряжение при
увеличении нагрузки падает и что для поддержания его постоянным нужно увеличивать
ток возбуждения.
В генераторе со смешанным возбуждением последовательная обмотка при
увеличении нагрузки автоматически увеличивает магнитный поток соответственно току,
проходящему по ней.
Таким образом, создается возможность иметь почти постоянное напряжение при
любых нагрузках. Внешняя характеристика генератора имеет вид, представленный на рис.
5-55 (кривая а). Для получения этой характеристики последовательную обмотку нужно
присоединить таким образом, чтобы поток, создаваемый ею, складывался с потоком,
создаваемым параллельной обмоткой. Такое соединение последовательной обмотки
называется согласным. Оно наиболее часто применяется на практике. При встречном
(дифференциальном) включении обеих обмоток — последовательной и параллельной —
напряжение при увеличении нагрузки будет резко падать (кривая с на рис. 5-55).
Рис. 5-55. Внешние характеристики генераторов со смешанным возбуждением.
В некоторых случаях применяются генераторы, которые автоматически
поддерживают приблизительно постоянное напряжение в конце линии на зажимах
приемников. Их внешняя характеристика представлена на рис. 5-55 (кривая b).
5-10. Двигатели
а) Общие вопросы теории.
Для того чтобы двигатель вращался с постоянной скоростью, развиваемый им
момент М должен равняться тормозящему моменту нагрузки Мст:
Мс = Мст.
(5-51)
Если это равенство нарушается, то скорость вращения двигателя уменьшается или
увеличивается до тех пор, пока снова момент двигателя не будет уравновешен моментом
нагрузки.
Устойчивая работа двигателя постоянного тока, так же как и асинхронного
двигателя (см. § 3-14,а), может быть только при выполнении условия
dM ст dM

dn
dn .
(5-52)
Это условие выполняется при кривых изменения моментов М и Мст, показанных на
рис. 5-56,а, и не выполняется при кривых, показанных на рис. 5-56,б. Действительно, в
190
случае кривых рис. 5-56,а при возмущении режима работы, вызвавшем увеличение
скорости вращения (положительное приращение n), после прекращения возмущения
двигатель вернется в исходную точку, так как тормозящий момент Мст больше момента
двигателя М (Mст>М); при отрицательном приращении n момент двигателя М больше
тормозящего момента Мст (M>Мст), следовательно, двигатель после прекращения
возмущения также вернется в исходную точку. Обратные соотношения получаются в
случае кривых моментов рис. 5-56,б; при таких кривых двигатель не может работать
устойчиво.
Рис. 5-56. Кривые вращающих моментов. М—двигателя; Мст — нагрузочного.
Обычно для устойчивой работы двигателя необходимо, чтобы при увеличении его
скорости вращения развиваемый им вращающий момент уменьшался.
Для изменения направления вращения (для реверсирования) двигателя нужно
изменить или направление магнитного потока, или направление тока в обмотке якоря;
одновременное же изменение направлений потока и тока якоря не приведет к изменению
направления вращения, в чем мы можем убедиться, пользуясь "правилом левой руки".
При пуске двигателей в ход, т. е. при включении их в сеть, необходимо
последовательно с обмоткой якоря соединить добавочное сопротивление, которое
называется пусковым реостатом.
Если бы не было в цепи якоря пускового реостата, то при пуске в первый момент
мы получили бы ток в якоре (здесь мы пренебрегаем влиянием индуктивности цепи якоря,
которая несколько уменьшает пусковой ток в начальный период)
U
Ia 
r ,
(5-53)
где r — сумма всех сопротивлений внутренней цепи якоря (включая и
сопротивление переходных контактов щеток). Так как сопротивление r мало, то ток в
якоре получился бы во много раз больше номинального.
Для примера возьмем нормальный двигатель мощностью 10 кВт при напряжении
Uн = 110 В, номинальном токе Iн = 108 F и сопротивлении r = 0,08 Ом. Начальный
пусковой ток этого двигателя, если бы мы его включили в сеть без пускового реостата,
был бы
U
110
Ia  н 
 1375
r 0,08
, А,
т. е. превосходил бы почти в 13 раз номинальный ток.
От такого тока могли бы пострадать обмотка якоря и прежде всего коллектор и
щетки. Поэтому необходимо последовательно с якорем включать добавочное
сопротивление rд, чтобы пусковой ток, равный теперь
Uн
Ia 
r  rд
,
(5-54)
не превышал допустимого для двигателя. Так как время пуска сравнительно невелико,
то пусковой ток берут несколько больше номинального, доводя его для небольших
двигателей до двукратного значения номинального тока.
191
При пуске двигатель развивает начальный пусковой момент. Двигатель начинает
вращаться; в его обмотке якоря начинает наводиться э.д.с. Ea. Применяя "правило левой
руки", найдем направление вращения двигателя; применяя при этом "правило правой
руки", найдем, что наведенная в якоре э.д.с. направлена против тока и, следовательно,
против приложенного к двигателю напряжения. Поэтому она называется противо-э.д.с.
или обратной э.д.с. Ее роль при работе машины двигателем была впервые выяснена в
работах Э. X. Ленца и Б. С. Якоби.
При вращении двигателя ток в якоре определяется равенством
U  Ea
Ia 
r  rд
.
(5-55)
По мере нарастания скорости вращения и пропорциональной ей обратной э.д.с. Еа
добавочное сопротивление нужно уменьшать, т. е. выводить пусковой реостат. Выводить
пусковой реостат нужно постепенно, чтобы успевали расти скорость вращения и обратная
э.д.с.
Ток в якоре при нормальной работе двигателя, когда выведен весь реостат,
U  Ea
Ia 
r .
(5-56)
Согласно изложенному выше можем написать уравнение напряжений двигателя:
U = Ea + Iar.
(5-57)
Найдем скорость вращения двигателя. Из (5-14) следует:
Ea = cэn;
(5-58)
отсюда, учитывая (5-57), получим:
E
U  I a r
n  cп a  cп


,
(5-59)
1
1
cп  
p 1
сэ
 N
a 60
где
- постоянная величина.
Из (5-59) следует, что скорость вращения прямо пропорциональна э.д.с. якоря Еа и
обратно пропорциональна магнитному потоку Ф.
В зависимости от способа возбуждения различают двигатели: с параллельным, с
последовательным и со смешанным возбуждением.
б) Двигатель с параллельным возбуждением.
Схема двигателя с параллельным возбуждением представлена на рис. 5-57.
Пусковой реостат здесь имеет три зажима. Один из них (ручка реостата) присоединяется к
сети; другой (конец пускового сопротивления) — к якорю; третий (полоска, по которой
скользит ручка реостата) — к обмотке возбуждения или через регулировочный реостат Rp,
или непосредственно.
Рис. 5-57. Двигатель с параллельным возбуждением.
192
Пусковой реостат имеет холостой контакт, не соединенный с пусковым
сопротивлением, выполняемый иногда из какого-нибудь изоляционного материала.
Первый контакт пускового реостата соединяется с полоской, к которой
присоединена обмотка возбуждения (рис. 5-57). Это делается для того, чтобы цепь
возбуждения при остановке двигателя, когда ручка реостата ставится на холостой контакт,
была замкнута. Она при этом будет замкнута на обмотку якоря, пусковое сопротивление и
регулировочный реостат, если он имеется.
Энергия магнитного поля, запасенная в магнитной системе машины, будет
постепенно переходить в электрическую энергию; уменьшение магнитного потока,
сцепляющегося с обмоткой возбуждения, вызовет в ней сравнительно небольшую э.д.с.
Резкий же разрыв цепи возбуждения при наличии в ней тока приводит к быстрому
изменению потока и, следовательно, к появлению большой э.д.с. в обмотке возбуждения,
опасной для ее изоляции.
Выключать рубильник следует после того, как ручка реостата поставлена на
холостой контакт. Отключая двигатель указанным способом, мы предохраняем контакты
рубильника от подгорания и сеть от резкого изменения нагрузки; кроме того, при
следующем включении двигателя в сеть мы обеспечиваем пуск его при включенном
пусковом реостате.
Магнитный поток Ф двигателя с параллельным возбуждением при Iв = const
изменяется из-за реакции якоря незначительно. Поэтому с большим приближением можно
считать в соответствии с (5-49), что его вращающий момент пропорционален току якоря:
M  Ia.
(5-60)
Зависимость n = f(I) при Iв = const и U = const называется скоростной
характеристикой (рис. 5-58). Ток I = Ia + Iв мало отличается от тока Ia, так как Iв составляет
небольшую долю от Iн.
Зависимость n = f(M) при Iв = const и U = const называется механической
характеристикой (рис. 5-58). Она отличается от скоростной практически только
масштабом по оси абсцисс. Сплошная кривая на рис. 5-58 представляет собой обычную
характеристику. Она показывает, что скорость вращения с увеличением нагрузки на валу
падает.
Рис. 5-58. Скоростная n = f(I) или механическая n = f(М) характеристика двигателя с
параллельным возбуждением.
Обратимся к формуле (5-59) для скорости n. Из нее видим, что при увеличении
тока уменьшается числитель U—Iаr, при этом будет также уменьшаться знаменатель Ф
вследствие реакции якоря. Обычно числитель уменьшается больше, чем знаменатель.
Поэтому скорость вращения при увеличении I (или М) будет падать. Если же в двигателе
создается сильная реакция якоря, что приводит к большому уменьшению потока Ф, то
скорость вращения с увеличением нагрузки будет не падать, а возрастать, например,
согласно пунктирной кривой на рис. 5-58. Двигатель с такой характеристикой для работы
в обычных условиях практики непригоден, так как он будет работать неустойчиво (рис. 556,б).
Показанный на рис. 5-58 ток I0 есть ток двигателя при холостом ходе (при
отсутствии нагрузки на валу).
193
Двигатели с параллельным возбуждением являются лучшими из регулируемых
электродвигателей. Они позволяют плавно и экономично регулировать скорость
вращения.
На рис. 5-59 приведены рабочие характеристики двигателя с параллельным
возбуждением: М, n, I,  = f(Р2) при U = const и Iв = const ( — к.п.д., Р2 — мощность на
валу).
Рис. 5-59. Рабочие характеристики двигателя с параллельным возбуждением.
Формула (5-59) показывает, что для изменения n достаточно изменять поток Ф.
Изменение потока достигается путем изменения тока возбуждения при помощи
регулировочного реостата Rр (рис. 5-57). Так как ток возбуждения составляет небольшую
долю номинального тока якоря, то при указанном способе регулирования скорости
вращения потери в регулировочном реостате незначительны.
При увеличении тока возбуждения скорость вращения падает, при уменьшении
тока возбуждения она возрастает.
При уменьшении Iв поток становится меньше. Так как при этом скорость вращения
в первый промежуток времени остается почти постоянной вследствие инерции
вращающихся частей, то уменьшается э.д.с. Еа. Уменьшение Еа приводит согласно (5-56) к
увеличению тока якоря Iа, причем даже небольшое уменьшение Еа дает относительно
большое увеличение тока Ia, так как значения U и Еа мало отличаются одно от другого.
В качестве примера рассмотрим работу двигателя при U = 110 В, Еа= 105 В, r =
0,08 Ом и токе якоря
U  Ea 110  105
Ia 

 62,5
r
0,08
А.
Если магнитный поток Ф уменьшить путем уменьшения тока возбуждения на 5%,
то э.д.с. Еа в первый промежуток времени, когда скорость еще не успела возрасти, будет
равна приблизительно 100 В, а ток якоря
110  100
Ia 
 125
0,08
А,
т. е. при уменьшении Ф на 5% ток возрастает приблизительно на 100%.
Обращаясь к формуле (5-49), мы устанавливаем, что момент М, развиваемый
двигателем, повышается, потому что Ia увеличивается больше, чем уменьшается Ф.
Увеличение М приводит к увеличению скорости вращения. При ее увеличении будет
возрастать э.д.с. Еа, следовательно, будут уменьшаться Ia и М. Режим устанавливается при
более высокой скорости вращения, при которой момент двигателя М будет равен моменту
нагрузки Мст.
Применяя аналогичные рассуждения, можно доказать, что при увеличении тока
возбуждения скорость вращения будет падать.
Рассмотрим, как производится определение скоростной характеристики n = f(I) и
механической характеристики n = f(M). Оно может быть произведено при помощи кривой
Ea/n = f(Iв), полученной из характеристики холостого хода, снятой опытным путем или
найденной путем расчета. Эта кривая представлена на рис 5-60. При других масштабах на
194
осях координат она представляет собой зависимость Ф = f (Fв), так как
Ea
1 p

 N  c
n
60 a
.
Будем считать, что известны величины при номинальной нагрузке: Uн, Iaн (Iан = IнIв. н), nн, Iв. н, Iв(р.я) или Fр.я (Iв(р.я) - ток возбуждения, соответствующий размагничивающей
н.с. реакции якоря Fря) Тогда определение скорости вращения n при холостом ходе
производится следующим образом.
Сначала находим э.д.с. якоря при номинальной нагрузке Еа н = Uн-Iа нr, затем —
э.д.с. якоря при холостом ходе E0 = Uн-Iа0r, причем для двигателей, имеющих ток
холостого хода Ia0<0,1Iн можно приближенно принять Eа0  Uн. Далее по кривой рис. 5-60
находим для I = OA0 :
в.н
A0 B0 
Ea 0 U н

n0
n0
(5-61)
и для Iв.н-Iв(р.я) = OAн :
E
Aн Bн  aн
nн .
(5-62)
Из равенств (5-61) и (5-62) получаем:
E AB
U AB
n0  nн a 0 н н  nн н н н
Eaн A0 B0
Eaн A0 B0 .
(5-63)
Aн Bн  н

 0 , т. е. отношению потоков при нагрузке Ф и при
A
B
0
0
Очевидно, что
н
холостом ходе Ф0.
Если известна скорость вращения n0 при холостом ходе, то скорость вращения при
нагрузке равна:
E AB
E AB
nн  n0 aн 0 0  n0 aн 0 0
Ea 0 Aн Bн
U н Aн Bн .
(5-64)
Промежуточные значения скорости вращения при Ia<Iaн найдем определив Еа и
Iв(р.я) для тока Iа.
Зная Еа, Iа и n, найдем вращающий момент, кг·м
E I
0,973
M  0,102  60 a a 
Ea I a
2n
n
,
(5-65)
и, следовательно, можем построить механическую характеристику n = f(M). Как
отмечалось, для устойчивой работы двигателя необходимо, чтобы n0 было больше nн.
Если двигатель с параллельным возбуждением предназначается для широких
пределов регулирования скорости вращения (например, 4:1) путем изменения тока
возбуждения, то при ослабленном поле реакция якоря может оказаться слишком сильной
(работа будет протекать на начальной части кривой рис. 5-60) и мы можем получить
A0 B0 / Aн Bн > Е /Е и n >n согласно (5-64).
а0
ан
н
0
195
Рис. 5-60. К определению скоростной характеристики.
Тогда необходимо для уменьшения относительного значения реакции якоря
(величины Iв(р.я)/Iв.н) выполнить двигатель с увеличенным воздушным зазором . Такие
двигатели стоят дороже, чем нормальные двигатели с пределами регулирования скорости
вращения примерно 1:1,5.
Регулировать скорость вращения двигателя можно также путем изменения
напряжения U на зажимах якоря, что следует из формулы (5-59). Изменение U может быть
достигнуто при помощи реостата, включенного в цепь якоря. Такой способ регулирования
скорости вращения неэкономичен, так как он приводит к непроизводительной затрате
большой энергии в реостате. Действительно, при уменьшении п, например, на 50%, если
при этом ток в якоре остается неизменным, мы должны уменьшить U почти на 50% и,
следовательно, почти половину мощности поглотить в реостате. Реостат при этом
получается громоздким и дорогим, так как рассчитывается на длительную нагрузку
большим током.
в) Система "генератор — двигатель".
Иногда в специальных случаях применяют отдельный генератор для питания
двигателя, скорость вращения которого нужно регулировать в широких пределах.
Получается так называемая система "генератор — двигатель". Соответствующая схема
показана на рис. 5-61. Здесь ДПТ — двигатель переменного тока (обычно асинхронный); Г
— генератор постоянного тока независимого возбуждения, получающий ток возбуждения
от небольшого генератора с параллельным возбуждением В; Д — регулируемый двигатель
и РМ — рабочий механизм (например, прокатный стан). Регулирование скорости
вращения двигателя получается достаточно экономичным, так как здесь изменение
напряжения U на зажимах двигателя достигается путем изменения относительно
небольшого тока в обмотке возбуждения генератора. В схеме не требуется также пусковой
реостат, так как пуск производится при пониженном напряжении, которое в дальнейшем
постепенно повышается.
Здесь же легко осуществляется реверсирование двигателя (изменение направления
вращения), если это требуется. В этом случае изменяют направление тока в обмотке
возбуждения генератора при помощи переключателя (не показанного на рис. 5-61).
Рис. 5-61. Система генератор-двигатель.
г) Двигатель с последовательным возбуждением.
Схема двигателя с последовательным возбуждением приведена на рис. 5-62. Здесь
ток возбуждения равен току якоря. Вследствие этого при малых насыщениях, когда
можно считать Ia, вращающий момент двигателя пропорционален квадрату тока [см.
196
(5-49)] При больших значениях тока, когда стальные участки магнитной цепи
насыщаются, момент двигателя почти пропорционален току.
Рис. 5-62. Двигатель с последовательным возбуждением.
С увеличением нагрузки при увеличении, следовательно, тока возрастает
магнитный поток, что приводит согласно (5-59) к снижению скорости вращения. При
холостом ходе и при малых нагрузках на валу ток двигателя имеет небольшое значение.
Небольшое значение будет иметь и магнитный поток. Следовательно, скорость вращения
согласно (5-59) при этом сильно возрастает. Она будет превышать допустимое значение в
отношении механической прочности вращающихся частей машины. Поэтому нельзя
допускать работу двигателя с последовательным возбуждением при холостом ходе и при
малых нагрузках. Обычно для нормальных двигателей нагрузка не должна быть меньше
25—30% номинальной. Лишь малые двигатели (мощностью на десятки ватт) допускают
работу при холостом ходе, так как их собственные потери достаточно велики.
На рис. 5-63 представлены рабочие характеристики двигателя с последовательным
возбуждением. Пунктирные части характеристик относятся к тем нагрузкам, при которых
не может быть допущена работа двигателя вследствие большой скорости вращения.
Механическая характеристика двигателя с последовательным возбуждением n = f(M) при
U=const представлена на рис. 5-64.
Рис. 5-63. Рабочие характеристики двигателя с последовательным возбуждением.
Рис. 5-64. Механическая характеристика двигателя с последовательным
возбуждением.
Благодаря своим свойствам двигатель особенно пригоден для электрической тяги,
для электроприводов к кранам и подъемникам В этих случаях требуется, чтобы при
больших нагрузках скорость резко уменьшалась, а вращающий момент (сила тяги)
значительно увеличивался.
Скорость вращения последовательного двигателя можно регулировать путем
изменения напряжения U на зажимах якоря или путем изменения магнитного потока. На
197
рис. 5-65 показаны схемы: а) для регулирования путем изменения U при помощи реостата
и б) для регулирования путем изменения потока. Так как обычно требуется понижение
скорости вращения, то чаще применяют первый способ, который так же неэкономичен,
как соответствующий способ регулирования скорости вращения двигателя с
параллельным возбуждением.
Рис. 5-65. Схемы для регулирования скорости вращения двигателя с
последовательным возбуждением.
Для электрической тяги (например, для трамвая) применяются два одинаковых
двигателя, установленных на одном и том же вагоне. В этом случае можно получить
необходимое число ступеней скорости вращения (7—10) путем комбинирования
последовательного и параллельного соединения двигателей вместе с регулировочными
сопротивлениями.
д) Двигатель со смешанным возбуждением.
Схема двигателя со смешанным возбуждением представлена на рис. 5-66. Обычно
последовательная обмотка включается согласно с параллельной таким образом, чтобы ее
н.с. складывалась с н.с. параллельной обмотки В этом случае скорость вращения
двигателя при увеличении нагрузки будет более резко падать, чем у двигателя с
параллельным возбуждением и менее резко, чем у двигателя с последовательным
возбуждением.
Рис. 5-66. Двигатель со смешанным возбуждением.
Двигатели с параллельным возбуждением, имеющие возрастающую скоростную
характеристику (пунктирная кривая на рис. 5-58), не могут работать устойчиво, поэтому
они снабжаются последовательной обмоткой с небольшим числом витков, действующей
согласно с параллельной обмоткой.
Число ее витков рассчитывается таким образом, чтобы получилась падающая
скоростная характеристика, при которой работа двигателя становится устойчивой. Такая
последовательная обмотка называется стабилизирующей.
5-11. Параллельная работа генераторов
К параллельной работе генераторов постоянного тока приходится обращаться,
например, при необходимости увеличения мощности станции, вырабатывающей
постоянный ток.
Рассмотрим параллельную работу генераторов с параллельным возбуждением, как
наиболее часто встречающихся.
198
На рис. 5-67 представлена соответствующая схема. Пусть генератор Г1 приключен
к общим шинам и несет некоторую нагрузку; требуется включить на параллельную работу
с ним второй генератор Г2. Для этого нужно установить напряжение на его зажимах
равным напряжению на общих шинах, что достигается регулированием тока возбуждения
(в редких случаях регулированием скорости вращения). Перед тем как включить
однополюсный рубильник Р, необходимо проверить соответствие полярностей шин и
зажимов приключаемого генератора, что делается при помощи вольтметра V1. Только в
том случае, когда вольтметр V1 покажет нуль, можно включить однополюсный рубильник
Р. После этого генератор Г2 будет включен на параллельную работу с генератором Г1.
Однако он не отдает и не потребляет тока, так как его э.д.с. E и напряжение на шинах
взаимно уравновешены.
Рис. 5-67. Параллельная работа генераторов с параллельным возбуждением.
Для того чтобы перевести часть нагрузки с генератора Г1 на генератор Г2, сохраняя
при этом напряжение U на шинах постоянным, нужно изменить токи возбуждения обоих
генераторов: у генератора Г1 ток возбуждения нужно уменьшить, а у генератора Г2 —
увеличить. При этом согласно уравнению
E U
Ia  a
r
изменятся токи и мощности, отдаваемые генераторами в сеть. Первичные двигатели
сохраняют постоянную или почти постоянную скорость вращения, что достигается путем
применения специальных регуляторов скорости, действующих обычно автоматически.
При увеличении нагрузки генератора возрастает тормозящий момент, оказываемый им
первичному двигателю, вследствие чего агрегат, состоящий из генератора и первичного
двигателя, замедлит вращение. Но при этом подействует регулятор скорости, что вызовет
приток рабочего вещества (воды, пара, горючего), поступающего в первичный двигатель,
и последний снова будет вращаться со скоростью, равной (или почти равной) начальной
скорости. Двигатель будет развивать мощность в соответствии с мощностью, отдаваемой
генератором в сеть.
При уменьшении нагрузки генератора соответственно уменьшится мощность,
развиваемая первичным двигателем.
Из предыдущего уравнения для тока якоря мы видим, что уменьшение Еа будет
вызывать уменьшение Ia. Если сделать Ea = U, то ток Ia будет равен нулю. Если дальше
уменьшить Еа, то ток в якоре изменит свое направление. Машина перейдет на работу
двигателем, причем создаваемый ею электромагнитный момент будет теперь направлен в
обратную сторону по отношению к тому же моменту при работе машины генератором.
Следовательно, направление вращения машины не изменится.
В обычных условиях переход машины от работы генератором к работе двигателем
недопустим, так как это может вредно отразиться на работе первичного двигателя.
Поэтому параллельно работающие генераторы снабжаются автоматическим аппаратом,
отключающим генератор при изменении направления тока.
199
Общая нагрузка при параллельной работе генераторов будет распределяться
пропорционально их номинальным мощностям только в том случае, если их внешние
характеристики, построенные с учетом изменения скорости вращения первичных
двигателей в зависимости от относительного значения тока I/Iн, будут одинаковы.
При параллельной работе генераторов со смешанным возбуждением, имеющих
согласное включение обмоток возбуждения, схема должна быть выполнена, как показано
на рис. 5-68. Здесь необходим уравнительный провод a—b, так как при его отсутствии
работа будет неустойчивой: будет наблюдаться случайное перераспределение нагрузки
между генераторами. Действительно, начальная часть внешней характеристики а на рис.
5-55 показывает, что случайное увеличение э.д.с. одного из генераторов (например,
вследствие возрастания скорости вращения) и, следовательно, увеличение его тока
приводят к еще большему увеличению э.д.с. и тока до тех пор, пока скорость вращения
первичного двигателя из-за перегрузки, а поэтому и э.д.с. генератора не снизятся
настолько, что процесс нарастания тока прекратится. Ток другого генератора будет
уменьшаться, и машина может даже перейти на работу двигателем.
Рис. 5-68. Параллельная работа генераторов со смешанным возбуждением.
5-12. Специальные машины постоянного тока
Здесь рассматриваются специальные машины постоянного тока, имеющие
наиболее важное значение в теоретическом и практическом отношениях. По схемам
соединений их обмоток, а иногда и по конструкции они отличаются от нормальных
машин. Большинство же машин постоянного тока, используемых для специальных целей,
от нормальных машин не отличаются.
а) Униполярные машины.
Идея униполярной машины должна быть понятна из рассмотрения рис. 5-69.
Рис. 5-69. К пояснению идеи униполярной машины дискового типа.
Можно себе представить что изображенный здесь диск состоит из очень большого
числа проводников в виде секторов S. Каждый из них при вращении все время будет
находиться в поле одной и той же полярности; следовательно, наведенная в нем э.д.с. все
время будет направлена в одну сторону. При выбранных направлениях поля и вращения
она всегда направлена от центра к периферия диска.
При вращении диска на смену одним проводникам будут приходить в
соприкосновение со щетками другие проводники и мы будем получать постоянный ток.
По типу этой дисковой униполярной машины проф. Б.И. Угримовым (1906 г.) был
спроектирован и построен униполярный генератор на 10000 А, 10 В при 10000 об/мин.
Однако такой генератор работал неудовлетворительно, так как не удалось преодолеть
затруднения, связанные с выполнением надежных контактов щеток с диском на его
периферии, где скорость доходила до 170 м/с. К, его недостаткам надо также отнести
необходимость применения специальных подшипников (например, гребенчатых), которые
200
могли бы удовлетворительно работать при больших осевых усилиях. Последние
обусловлены односторонним магнитным притяжением из-за неизбежного различия
зазоров между полюсами и вращающимся диском.
Кроме указанной униполярной машины дискового типа, в СССР были построены
униполярные машины цилиндрического типа. Одна из них системы инж. Б.В. Костина
(1939 г.) показана на рис. 5-70. Здесь также большие затруднения создавались при
выполнении надежных щеточных контактов. К тому же машина требовала большой
затраты материалов и в этом отношении не имела преимущества по сравнению с
коллекторными машинами.
Рис. 5-70. Униполярная машина цилиндрического типа системы инж. Б.В. Костина. 1
— чугунный или стальной статор, имеющий форму цилиндра; 2 — полюсы машины; 3 —
кольцевые выступы по бокам статора; 4 — катушки обмотки возбуждения; 5 и 6 —
кольцевые выступы на роторе; 7 — цилиндрические части ротора, на которые
накладываются щетки 8.
После надлежащих усовершенствований, главным образом в отношении
щеточных контактов и их охлаждения, униполярные машины цилиндрического типа
могут найти себе применение там, где требуется постоянный ток в десятки тысяч ампер
при низких напряжениях— порядка 6—10 В.
Рассмотренные униполярные машины, позволяющие получить постоянный ток без
коллектора, называются также бесколлекторными машинами постоянного тока. Но хотя
они и не имеют явновыраженного коллектора, все же здесь получается в скрытом виде
коммутация, т. е. переключение проводников, на которые мы можем мысленно
подразделить вращающийся диск или цилиндр.
Попытки построить бесколлекторные машины постоянного тока с обмоткой на
якоре и без переключения ее витков не приводили и не могут привести к положительным
результатам, так как невозможно создать такие условия, при которых величина d/dt
(изменение во времени потокосцепления) какой-либо катушки имела бы постоянный знак
в течение длительного времени.
б) Сварочный генератор с двойной полюсной системой.
Рассматриваемая машина иначе называется сварочным генератором с
"расщепленными" полюсами. В Советском Союзе машины такого типа выпускаются
заводом "Электрик". Одна из них схематически представлена на рис. 5-71. Здесь мы имеем
двойную полюсную систему N1—N2 и S1—S2, причем полюсы N1 и S1 слабо насыщены, а
полюсы N2 и S2 сильно насыщены (их сердечники имеют сравнительно небольшое
сечение). Обмотка возбуждения присоединена к главной щетке В и к вспомогательной
щетке b, помещенной между главными щетками А и В, находящимися на геометрической
нейтрали.
201
Рис. 5-71. Сварочный генератор завода "Электрик".
При нагрузке, когда в якорной обмотке будет иметь место ток Iа, создается
поперечная реакция якоря, которая будет размагничивать полюс N1 (набегающую
половину двойного полюса N1—N2) и подмагничивать полюс N2 (сбегающую половину
двойного полюса N1—N2). To же будем иметь для двойного полюса S1—S2. Так как
полюсы N1 и S1 слабо насыщены, то их потоки сильно уменьшатся, потоки же полюсов N2
и S2 останутся почти без изменения, так как эти полюсы имеют сильное насыщение. В
результате получим большое уменьшение напряжения U на щетках А—В. Напряжение Uв
на щетках b—В почти не изменяется, так как оно зависит от потоков полюсов N2 и S2.
Внешние характеристики сварочного генератора показаны на рис. 5-72. Они
достаточно благоприятны для целей электрической сварки. Установка наибольшего тока
(тока короткого замыкания) достигается при помощи реостата в цепи возбуждения,
показанного на рис. 5-71. Реактивная катушка L в цепи якоря служит для сглаживания
тока при его резких колебаниях.
Рис. 5-72. Внешние характеристики сварочного генератора.
в) Трехщеточный генератор.
В трехщеточных генераторах обмотка возбуждения присоединяется к одной из
главных щеток и к третьей (вспомогательной) щетке, сдвинутой относительно главной
примерно на 120° (рис. 5-73). Такие генераторы мощностью от 65 до 25 Вт применяются в
качестве источников тока на автомобилях. Они должны работать с нагрузкой, так как в
противном случае при большой скорости вращения их напряжение U может чрезмерно
возрасти. Постоянное напряжение U здесь может быть получено только при параллельной
работе с аккумуляторной батареей. При этом ток генератора I остается почти постоянным
202
при
изменении
скорости
вращения
в
широких
пределах
(примерно
6:1).
Рис. 5-73. Трехщеточный генератор.
Напряжение между щетками А и b, подведенное к обмотке возбуждения будет в
основном определяться потоком набегающей половины полюса, а этот поток при
увеличении тока якоря будет уменьшаться из-за поперечной реакции якоря.
Следовательно будет уменьшаться ток возбуждения, что ограничивает увеличение тока
якоря.
На рис. 5-74 приведены характеристики генератора, которые показывают, что в
пределах изменения скорости от n1 до n2 генератор отдает ток Iн нагрузке (например,
лампам накаливания) и ток I—Iн аккумуляторной батареи. При скорости вращения,
меньшей n0, генератор автоматически отключается при помощи специального реле и
снова включается при помощи того же реле, когда скорость будет больше n0. При
скорости, превышающей n2, генератор также отключается и начинает работать без
нагрузки, что, как отмечалось, может привести к чрезмерному возрастанию напряжения
U. Чтобы этого не было, в цепь обмотки возбуждения включается плавкий
предохранитель, разрывающий эту цепь при возрастании тока возбуждения сверх
допустимого.
Рис. 5-74. Характеристики трехщеточного генератора.
Рассмотренный трехщеточный генератор в последнее время заменяется обычным
генератором, постоянство напряжения которого поддерживается при помощи
вибрационного регулятора, что создает лучшие условия для работы аккумуляторной
батареи.
г) Электромашинные усилители.
В последние годы в автоматических устройствах, наряду с усилителями —
электронными, тиратронными, магнитными, гидравлическими — находят себе все более
широкое применение электромашинные усилители, позволяющие получить на выходе
большие мощности при незначительной мощности управления.
Обыкновенный генератор с независимым возбуждением может рассматриваться
как усилитель. В этом случае мы должны считать мощность, подведенную к обмотке
возбуждения, за "входную" Рвх (или мощностью управления), а мощность на зажимах
якоря—за "выходную" Рвых.
203
Отношение Рвых/Рвх = kу называется коэффициентом усиления. Для нормальных
машин небольшой мощности (0,5—30 кВт) kу= 15-50, т. е. в таких машинах мы получаем
"усиление" мощности в 15—50 раз (конечно, за счет мощности первичного двигателя,
которым должен приводиться во вращение всякий электромашинный усилитель).
Можно при помощи двух генераторов независимого возбуждения получить
двухступенчатый усилитель (рис. 5-75). Здесь общий коэффициент усиления будет равен
произведению коэффициентов усиления отдельных машин ky=k'yk"y. Он будет,
следовательно, значительно больше, чем в предыдущем случае; для нормальных машин
при мощности на выходе порядка 30 кВт kу=1000-1200.
Рис. 5-75. Двухступенчатый усилитель, полученный из двух генераторов

P
P
P 
 kу 
; kу  вых ; kу  kу kу  вых 
Pвх
P
Pвх 
независимого возбуждения 
.
Рассмотренные усилители во многих случаях малопригодны для автоматических
устройств. Основным их недостатком является большая "инерционность" цепей
возбуждения, имеющих большие индуктивности. Следовательно, здесь мы не будем иметь
быстро-отзывчивой реакции на изменение входной мощности Рвх, что обычно требуется
от усилителей. Кроме того, даже двухступенчатый усилитель, состоящий из двух
обыкновенных генераторов, имеет недостаточный коэффициент усиления, особенно при
малой мощности генераторов.
Отмеченные недостатки в значительно меньшей степени проявляются в
электромашинном усилителе поперечногo поля, называемом сокращенно ЭМУ
поперечного поля. Схема соединения его обмоток показана на рис. 5-76.
Рис. 5-76. Схема ЭМУ поперечного поля.
ЭМУ поперечного поля представляет собой коллекторную машину постоянного
тока (обычно двухполюсную). Ее якорь не отличается от якоря нормальной машины,
статор выполняется явно- или неявнополюсным. На коллектор накладываются две пары
щеток: поперечные b—b и продольные a—a. Поперечные щетки b—b обычно замыкаются
накоротко. На статоре помещаются обмотки возбуждения У1, У2, У3, …, называемые
обмотками управления, и компенсационная обмотка K, действующая по той же оси, что и
обмотки управления, т. е. по продольной оси машины. Продольные щетки а—а являются
рабочими щетками; от них берется выходная мощность, подводимая, например, к
исполнительному двигателю. Работа ЭМУ поперечного поля протекает следующим
образом.
Ток в обмотке У1 (или токи обмоток У1, У2, У3, …) создает продольный поток,
который будет наводить в обмотке якоря при его вращения э.д.с. Ее наибольшее значение
будем иметь на щетках b—b, поставленных на геометрической нейтрали; на щетках а—а
она равна нулю. Так как щетки b—b замкнуты, то в обмотке якоря возникнет ток ib,
причем достаточно иметь очень небольшой продольный поток, чтобы этот ток был
204
большим. Ток ib, протекая по обмотке якоря, создает сильное поперечное поле, которое
при вращении якоря будет наводить э.д.с. на щетках а—а. Таким образом, это поле
является рабочим полем машины, что и дало повод к ее названию. Ток ia, поступающий во
внешнюю цепь, проходит и по обмотке якоря и создает н.с., действующую против н.с.
обмотки У1. Мы в этом можем убедиться, определяя при заданном направлении потока
обмотки У1 направления созданных им токов ib и затем токов ia, созданных поперечным
потоком (отметим, что полярность щеток а—а при данном направлении продольного
потока не зависит от направления вращения якоря, так как при его изменении изменится
по направлению ток ib, а следовательно, и поперечный поток).
Намагничивающая сила якоря от токов ia должна быть, очевидно,
скомпенсирована, что достигается при помощи компенсационной обмотки К, по которой
проходит ток ia (или часть этого тока). Компенсация должна быть возможно более полной,
так как в противном случае работа ЭМУ не может быть точной в отношении "управления
мощностью" Рвых. Поэтому иногда требуется опытным путем устанавливать необходимый
ток в обмотке К при помощи шунтирующего ее реостата R. Здесь приходится считаться с
действием продольной н.с. коммутируемых щетками b—b секций, созданной
протекающими по ним добавочными токами при замедленной коммутации. В нормальных
машинах мы этой н.с. обычно пренебрегаем, так как она мала по сравнению с н.с. обмотки
возбуждения. В ЭМУ она может быть соизмерима с н.с. обмотки У1 и, следовательно,
должна учитываться.
В ЭМУ поперечного поля получается двухступенчатое усиление мощности,
причем здесь коэффициент усиления kу может иметь очень высокие значения. Однако на
практике он не превышает 10000.
Весьма ценным свойством ЭМУ поперечного поля является его малая
"инерционность" и, следовательно, быстроотзывчивая реакция на изменение мощности,
поступающей в обмотки управления. Эти обмотки имеют малые индуктивности в
соответствии с малым потоком, создаваемым ими, и относительно большие омические
сопротивления. Индуктивность обмотки якоря также относительно невелика.
В настоящее время ЭМУ поперечного поля изготовляются на мощности от десятых
долей киловатта до нескольких десятков киловатт. Область их применения весьма
обширна. Они применяются там, где необходимо управлять большими мощностями путем
изменения малой мощности: например, для питания относительно мощных
исполнительных двигателей. Большое распространение они получили в качестве
вспомогательных машин для различных электроприводов, где позволяют получать
автоматически наиболее благоприятные характеристики приводного двигателя.
д) Исполнительные двигатели постоянного тока.
Довольно часто для автоматических устройств в качестве исполнительных
двигателей применяются двигатели постоянного тока. Их назначение, так же как
асинхронных исполнительных двигателей, состоит в преобразовании электрического
сигнала (напряжения) в механическое движение. Как правило, они работают при
независимом питании обмоток якоря и возбуждения. Обычно к обмотке возбуждения
подводится постоянное напряжение, Uв=const, а к обмотке якоря — напряжение
управления, Uy. В этом случае получается исполнительный двигатель с якорным
управлением. Такие двигатели получили на практике преимущественное применение. Они
выполняются на мощности от нескольких ватт до сотен ватт и по устройству в основном
не отличаются от обычных машин постоянного тока. При меньших мощностях (1—5 Вт)
они делаются также с постоянными магнитами.
Для получения механической и регулировочной характеристик — n = f(M) при
Uy=const и n = f(Uу) при М=const, — возможно более близких к линейным зависимостям,
исполнительные двигатели выполняются с малым насыщением стальных участков
магнитной цепи. В отношении линейности регулировочных характеристик, пускового
205
вращающего момента и других свойств исполнительные двигатели постоянного тока
превосходят асинхронные исполнительные двигатели.
Если напряжение управления подводится к обмотке возбуждения при постоянном
напряжении на зажимах якоря, то получается исполнительный двигатель с полюсным
управлением. Такие двигатели находят себе ограниченное применение и строятся обычно
на малые мощности. Они уступают двигателям с якорным управлением в отношении
быстродействия, так как обмотка возбуждения имеет значительно большую постоянную
времени, чем цепь якоря. Однако для них требуется меньшая мощность управления.
5-13. Потери и коэффициент полезного действия
Потери в машине постоянного тока разделяются на: 1) магнитные потери в стали
якоря Pc и в поверхностном слое полюсных наконечников Рп; 2) механические потери от
трения: в подшипниках, вращающихся частей о воздух (сюда же надо отнести
вентиляционные потери — на вращение вентилятора, если он имеется), щеток о
коллектор, Рмех; 3) электрические потери в обмотках цепи якоря и в переходных
контактах щеток, Рэ; 4) потери на возбуждение, Рв; 5) потери добавочные, Рдоб.
Первые две группы потерь в сумме дают потери холостого хода (Рс+Рп+Рмех=Р0).
так как соответствующую мощность машина потребляет при холостом ходе.
Электрические потери
Pэ  I a2rx  2U щ I a
,
где rх — сумма сопротивлений обмоток якорной цепи, приведенных к температуре
75° С (см. § 2-7); 2Uщ — падение напряжения в переходных контактах щеток, которое
принимается равным 2 В для угольных, графитных и электрографитированных щеток и
равным 0,6 Вв для металлоугольных щеток.
Потери на возбуждение Рв = UIв при параллельном возбуждении; потери в
последовательной обмотке возбуждения определяются вместе с электрическими потерями
Рэ в цепи якоря. Добавочные потери в обмотке и стали якоря при нагрузке Рдоб
вызываются полями коммутируемых секций и искажением поля из-за реакции якоря. Их
принимают равными при номинальной нагрузке для машин без компенсационной обмотки
Рдоб = 0,01 UнIн, для машин с компенсационной обмоткой Рдоб = 0,005 UнIн и считают
пропорциональными квадрату тока Iа.
Коэффициент полезного действия генератора
P
UI
P
г  2 
 1
P1 UI  P
UI  P .
Коэффициент полезного действия двигателя
P UI  P
P
д  2 
 1
P1
UI
UI ,
где P — сумма перечисленных выше потерь.
Значения к.п.д. современных машин постоянного тока при номинальной нагрузке
приведены в виде кривой на рис. 5-77.
206
Рис. 5-77. Коэффициент полезного действия машин постоянного тока.
5-14. Машины постоянного тока
Наиболее распространенными машинами являются машины серии ПН. Они
строились на мощности от 0,15 до 200 кВт и скорости вращения 2870—550 об/мин. В
последние годы заводы начали выпускать на те же мощности и скорости вращения
машины общего применения новой серии П. Они по сравнению с машинами серии ПН
имеют при тех же мощности и скорости вращения меньший вес, лучшие техникоэкономические показатели и более надежны в работе. Машины предназначаются для
работы в качестве генераторов и двигателей. Номинальные напряжения для генераторов
Uн=115, 230, 460 В, для двигателей Uн=110, 220, 440 В.
Внешний вид одной из машин серии ПН показан на рис 5-78. Для них применяется
аксиальная вентиляция. Воздух забирается со стороны коллектора, продувается через
каналы в якоре, междуполюсные пространства и выбрасывается в отверстия
подшипникового щита со стороны привода. Станины машин выполняются сварными или
из цельнотянутой трубы с приваренными к ним лапами.
Рис. 5-78. Внешний вид машины постоянного тока серии ПН.
На рис. 5-79 представлен общий вид одной из современных машин постоянного
тока небольшой мощности.
207
Рис. 5-79. Общий вид двигателя постоянного тока 14 кВт, 220 В, 1500 об/мин.
1 — передний подшипниковый щит; 2 — траверса; 3 — кольцо для размещения
балансировочных грузов; 4 — коллектор на пластмассе; 5 — коллекторная пластина; 6 —
люковая крышка; 7 — вал; 8 — обмоткодержатель; 9 — бандаж лобовых частей обмотки
якоря; 10 — катушка дополнительного полюса; 11 — дополнительный полюс; 12 —
станина; 13 — подъемное кольцо (рым-болт); 14 — сердечник якоря; 15 — главный
полюс; 16 — катушка главного полюса; 17 — вентилятор; 18 — задний подшипниковый
щит; 19 — рабочий конец вала; 20 — паз якоря; 21 — отверстие для ввода кабеля; 22 —
коробка вводного устройства; 23 — задняя крышка подшипника; 24 — шариковый
подшипник; 25 — передняя крышка подшипника.
208
Наряду с указанными разработаны и выпускаются новые серии машин общего
применения на малые мощности (30 — 270 Вт) и на большие мощности (до нескольких
тысяч киловатт).
В последние годы было изготовлено большое количество крупных машин для
металлургической промышленности — для систем "генератор — двигатель",
обслуживающих прокатные станы (блюминги, слябинги, листопрокатные и др.)
мощностью 5000 — 10000 кВт при максимальной ("отключающей" мощности), в 2,5—3
раза большей.
Много машин было изготовлено для гребных установок, мощности которых
достигают 8000 — 10000 кВт (атомный ледокол "Ленин").
Среди крупных машин постоянного тока особое место занимают генераторы для
электролиза (например, для алюминиевых заводов), выполняемые на большие токи и
относительно низкие напряжения (120 — 200 В, 10000 — 20000 А).
Большое количество машин выпускается для электрифицированного транспорта
(электропоезда, троллейбусы, трамваи, метро), автотранспорта, кранов, подъемников.
Следует также упомянуть сварочные машины различных типов, предназначенные
для электросварки.
Отметим, кроме того, разнообразные машины специального назначения,
применяемые в автоматике, — электромашинные усилители, исполнительные двигатели и
др.
209