CC BY
21
УДК 621.318.3 ББК 3264.36-052
Ю.М. ЗАЙЦЕВ, ВН. ПЕТРОВ, Н.В. РУССОВА, Г.П. СВИНЦОВ
МЕТОДИКА СИНТЕЗА ФОРСИРОВАННОГО КЛАПАННОГО ЭЛЕКТРОМАГНИТА ПОСТОЯННОГО НАПРЯЖЕНИЯ В СХЕМЕ С БАЛЛАСТНЫМ РЕЗИСТОРОМ*
Ключевые слова: клапанный электромагнит, форсированное управление, методика проектного расчета, срабатывание, возврат, нагрев, нагрузочная характеристика, критический зазор, диаметр сердечника, активный эксперимент.
Предложена методика синтеза форсированного клапанного электромагнита постоянного напряжения, который управляется по схеме с балластным резистором. Она основана на уравнениях проектирования, представляющих собой условия срабатывания, возврата и нагрева, а также на базе экспериментально полученной нагрузочной характеристики в безразмерной обобщенной форме. Эти уравнения справедливы для разновидностей клапанных магнитных систем с Г-образной скобой магнитопровода, используемых в приводах коммутационных электрических аппаратов. Они сведены к одному нелинейному уравнению относительно диаметра сердечника. Проведены расчеты с целью оценки степени влияния исходных данных проектирования на величину диаметра сердечника электромагнита, значения индукций в основании сердечника при срабатывании и возврате и соответствующих имМДС. Установлено наиболее существенное влияние на величину диаметра сердечника критического рабочего воздушного зазора в магнитной системе.
Ранее разработанные методики синтеза форсированных электромагнитов построены [5, 6] на базе уравнений электромагнитной силы и нагрева, полученных методами теории цепей, и предварительном выборе кратностей основных размеров электромагнита в долях базисного линейного размера (чаще диаметра сердечника). В известной методике [6] дополнительно оговариваются значение магнитной индукции в воздушном зазоре, стали магнитной системы, а также коэффициент форсировки по магнитодвижущей силе. Уравнения проектирования получены при допущениях, существенно искажающих реальные картины магнитных и тепловых полей [7, 10]. С целью повышения точности проектных расчетов целесообразно электромагнитные и тепловые параметры определять методами теории полей [11, 12]. Программные продукты для расчета трехмерных тепловых и магнитных полей указанным методом по-прежнему недоступны из-за своей дороговизны.
Традиционно во всех методиках оговариваются допустимая температура нагрева обмотки (0тах), температура окружающей среды (Го), ожидаемый коэффициент заполнения обмоточного окна катушки (Кз) и параметры механической характеристики исполнительного органа электромагнитного механизма.
В предлагаемой методике синтеза используются экспериментально полученные электромагнитные характеристики [3, 4], представленные в соответствии с теорией подобия [1] в безразмерном обобщенном виде и не тре-
* Работа выполнена в рамках базовой части государственного задания № 2014/256 от 19.03.2014 г. «Синтез оптимальных ресурсо- и энергосберегающих приводов электрических аппаратов».
бующие введения допущений, упрощающих характер электромагнитных и тепловых явлений. Расчетным путем описаны тепловые параметры с учетом неравномерности распределения температурного поля в толще обмотки [9] и раздельным учетом [7] передачи тепла конвекцией и излучением. Такой подход позволяет улучшить качество проектных работ, повышает достоверность проектных результатов.
Рис. 1. Форсированная клапанная магнитная система в схеме управления с балластным резистором: 1 - сердечник; 2 - полюсный наконечник; 3 - обмотка; 4 - Г-образная скоба; 5 - якорь; Кд - балластный резистор; 51- форсировочный контакт; ¥В - шунтирующий диод
В современных методиках [2, 8] кроме кратностей основных размеров (рис. 1) дополнительно задаются относительные величины: максимального напряжения на обмотке (Ки тах = Цтах / Цн), минимального напряжения на обмотке (Китт = итт / Цн), напряжения возврата (Котп); коэффициентов запаса по напряжению срабатывания (КЦср) и возврата (Киотп).
Система уравнений проектирования составлена, как и в известных [2, 8] методиках, в виде условий срабатывания (1), возврата (2) подвижной системы, нагрева (3) обмотки электромагнита.
р _ Ц ср ^ _ Ки тт^ н N.
Яг
р _■
■*■ птп
Ц „
Ях + Яд
КЦср Яг КЦотп КотпЦн N .
Ях + Яд
х ■ К 5 _-
^доп ^т ^ охл
Ц2
^ тг
(КЦ тахЦн )
(1) (2) (3)
Яг (1 + Яд/ Яг )2 Яг (1 + Яд/ Яг) Уравнения (1)-(3) в результате преобразований сводятся к следующему выражению, представляющему собой зависимость для определения диаметра сердечника:
/(¿с) _| а + Ь
ср
от
рс2р ■ т _ 0
с11 '
(4)
2
р х р 0-(1 + а- То) (1 + а- То)
где а = 1 — — = 1 —£—-¿- = 1 -у-
рг ро-(1 + а-0к ) (1 + а-0к )
1 Киср KUотпК отп Киср Ки тах К отп KUотп ту ту
Ъ =- = --- = К тах - К ;
К К К тах
и тт и тт и тах
4 - рг (1 + 2А* + А*)-Ктах т = - •
То (0 — 1) - К - Кт баз - А*Н*Кз
©,* =0 ,/Т0 =(1,37 — 0,018а22 + 0,130а55 — 0,161а66 + 0,039а626 — 0,021а55 а66 )2;
К * = (8,57 — 1,02а„ + 0,399а22 + 0,345а55 + 0,459а66 — 0,129а626 )2;
К т. баз = 5,67(2,73 + 0,01- Т )4/Т0. Для определения магнитодвижущей силы (МДС) срабатывания Тср используется нагрузочная характеристика, записанная [3] в параметрической форме:
|Мэм = М*Мбаз = 10—6 - С6 -Мбаз ,
[^ср = ^баз = 10—4 В4Тбаз , где Тбаз = Во - <3С/Ц0 ; Мбаз = Во2 - ъйъс /(8ц0);
М* = /¡(хь Х2, Х3, Х4, Х5С0, С\, С2, С33, ф) , К = /2 (хь Х2, Х3, Х4, Х5Д), ¿1, ¿2, ¿5, ¿55, ф) -безразмерные функции, установленные [3, 4] на основе экспериментальных исследований с использованием методов теории активного эксперимента и теории подобия;
Х = 1,007-Н* — 2,769, Х2 = 3,195-Л — 5,591, Х3 = 4,405- с* — 7,753, Х4 = 6,667 - А* — 4,
Х5 = 3,546-Во — 4,61 - кодированные значения, соответственно, факторов
Н* = Н0 /йс; й* = йп /йс; с* = /йс; А* = А0 /йс (рис. 1);
Во - индукция в основании сердечника;
с0 = 8,48 — 9,54ф; ^ = 0,342 — 6,48ф+ 63,4ф2 — 239ф3 + 322ф4;
с2 = 0,516 — 6,74ф + 54,5ф2 — 221ф3 + 338ф4;
с33 = —0,015 + 3,00ф—25,2ф2 + 121ф3 — 226ф4 ;
Ь0 = 4,15 + 7,04ф—13,9ф2; Ъ1 = 0,15 — 1,55ф+ 4,39ф2; Ь2 = 0,096 + 0,783ф—2,25ф2; Ь5 = 0,204 — 0,953ф + 2,34ф2; Ъ55 = 0,149 — 0,691ф + 1,59ф2; ф - угол, определяющий положение якоря, рад.;
1,77 < Н* < 4,34 ; 1,25 < й* < 2,25 ; 1,40 < с* < 2,12; 0,36 < А < 0,84 ; 1,11 < Во < 1,65 Тл - пределы изменения факторов.
Определяем по известному конечному механическому усилию Рмк.к индукцию В5 в сердечнике, магнитный поток в рабочем воздушном зазоре, индукцию Bо в основании сердечника.
По известным индукциям в ферромагнитных элементах, паразитных зазорах, размерам магнитной системы на основании закона полного тока определяется МДС возврата:
и _ Во.отп
отп
Ц о
5п1 + 5п2 + 5п3 + -К-1 + Нхйс X (Ал
х[2(И* + 2Д*) + ап* + 2(с* + 1,5аск*)] + И2ёсап*, где И1, И2 - магнитные напряженности в сердечнике, скобе магнитопровода и полюсном наконечнике, соответственно.
В результате решения нелинейного уравнения (4) численным методом находится диаметр сердечника и по принятым кратностям основных размеров определяются их абсолютные значения, что и является задачей проектного расчета.
С целью оценки влияния исходных данных проектирования рассмотрим результаты проектных расчетов с использованием разработанной программы, реализующей предлагаемую методику синтеза.
В нижеприведенных расчетах постоянными поддерживались величины: А* = 0,6; ап* = 0,2; аск* = 0,25; Ьск* = 3,14; Ь* = 3,14; с* = 1,8; ё* = 1,5; И* = 2; Д* = 0,1. Изменялись значения: критического зазора 5кр; усилия Рмх.кр, соответствующего ему на механической характеристике; конечного зазора 5к; усилия Ямх.к, соответствующего ему; коэффициента заполнения Кз; кратно-стей Китт, Китах, К№р, КоТп, Киотп, температур ©доп и 70
Влияние критического зазора на диаметр сердечника, индукции в основании сердечника при срабатывании (Во.ср), отпадании (Во.отп) и на соответствующие им МДС иллюстрируют данные табл. 1.
С ростом критического зазора от 4 до 10 мм диаметр сердечника увеличивается незначительно. Существенно увеличиваются значение индукции Во.ср от 0,874 до 1,372 Тл и МДС Рср от 731 до 1734 А. Это свидетельствует, что форсированная магнитная система клапанного электромагнита может быть как линейной (Во.ср < 1,11 Тл), так и нелинейной (Во.ср > 1,11 Тл). При этом индукция Воотп и МДС Ротп при возврате уменьшаются незначительно, а магнитная система оказывается линейной.
Таблица 1
Зависимости диаметра сердечника, индукций Во.ср, Воотп и соответствующих им МДС при принятых 8к = 0,25-10-3 м, Рмх.кр = 10 Н, Рмх.к = 30 Н,
Кз = 0,5 Китт = 0,8 Китах = 1,15, Киср = 1,1, Котп = 0,2 Киотп = 1,1, ®доп = 120°С Т0 = 40°С
при увеличении 8кр от 4 до 10 мм
8Кр, м
Показатели 0,004 0,005 0,006 0,007 0,008 0,009 0,010
ёс -10"3, м 21,3 21,5 21,7 21,9 22 22,2 22,3
Во.ср, Тл 0,874 0,941 1,014 1,095 1,171 1,259 1,372
Во.отп, Тл 0,691 0,683 0,676 0,671 0,667 0,663 0,660
А 731 873 1023 1180 1330 1502 1734
F А 1 отп? 253 250 248 247 246 244 243
Влияние критического механического усилия на диаметр сердечника, индукции в основании сердечника при срабатывании и отпадании, на соответствующие им МДС иллюстрируют данные табл. 2.
Таблица 2
Зависимости диаметра сердечника, индукций Во.ср, Воотп и соответствующих им МДС при принятых 8кр = 5-10-3 м, 8к = 0,25-10- м, Рмх.к = 30 Н, Кз = 0,5, Кит1п = 0,8, Китах = 1,15, Киср = 1,1, Котп = 0,2, Киотп = 1,1, 0доп = 120°С, Т = 40°С при увеличении Рмх.кр от 6 до 20 Н
Показатели Р Н мх.кр
6 8 10 12 14 16 18 20
dс -10-3, м 21,1 21,4 21,5 21,7 21,7 21,8 21,9 22,0
Во.ст» Тл 0,748 0,851 0,941 1,022 1,097 1,156 1,211 1,266
Bо.отп, Тл 0,695 0,688 0,683 0,679 0,676 0,674 0,672 0,670
FсD, А 688 786 873 952 1024 1084 1147 1218
К А 1 отп 255 252 250 249 248 248 247 246
Увеличение Тмх.кр от 6 до 20 Н приводит к незначительному увеличению диаметра сердечника и заметному увеличению индукции Во.ср и МДС Fср, а индукция Bо.отп и МДС Fотп незначительно уменьшаются.
Влияние механического усилия при конечном значении зазора на диаметр сердечника, индукции в основании сердечника при срабатывании и отпадании и на соответствующие им МДС иллюстрируют данные табл. 3.
Таблица 3
Зависимости диаметра сердечника, индукций Во.ср, Воотп и соответствующих им МДС при принятых 8Кр = 510-3 м, 8К = 0,2510-3 м, Рмх.кр = 10 Н, К3 = 0,5, КиЫп = 0,8, Китах = 1,15, Киср = 1,1, Котп = 0,2, Киотп = 1,1, ®доп = 120°С, Т0 = 40°С при увеличении Рмх.к от 20 до 100 Н
Р Н мх.к
Показатели 20 30 40 50 60 70 80 90 100
dс -10-3, м 20,0 21,5 22,7 23,5 24,3 24,9 25,5 26,0 26,4
Во. со, Тл 1,047 0,941 0,875 0,828 0,793 0,765 0,742 0,722 0,705
Во.отш Тл 0,599 0,683 0,749 0,806 0,856 0,901 0,942 0,981 1,016
Кср, А 932 873 836 808 788 771 757 745 735
К А 1 отп 218 250 276 299 318 336 353 368 382
Как видно из табл. 3, изменение конечного механического усилия от 20 до 100 Н приводит к заметному увеличению диаметра сердечника от 20 до 26,4 мм, уменьшению индукции и МДС срабатывания. При этом значения индукции Во.отп и МДС Fотп, наоборот, увеличиваются.
Зависимость диаметра сердечника, индукций в основании сердечника при срабатывании, отпадании и соответствующих им МДС от коэффициента заполнения обмоточного окна приведена в табл. 4.
Таблица 4
Зависимости диаметра сердечника, индукций Во.ср, Воотп и соответствующих им МДС при принятых 8кр = 5-10-3 м, 8к = 0,25-10-3 м, Рмх.кр = 10 Н, Р^к = 30 Н, Кит1п = 0,8,
Китах = 1,15 Киср = 1,1 Котп = 0,2 Киотп = 1,1 ®доп = 120°С, Т0 = 40°С
при увеличении Кз от 0,3 до 0,7 Н
Показатели Кз, Н
0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 0,65 0,70
dс -10-3, м 24,0 23,2 22,6 22,0 21,5 21,1 20,7 20,4 20,1
Во.ср, Тл 0,807 0,8745 0,880 0,911 0,941 0,969 0,995 1,019 1,043
Во.отш Тл 0,613 0,633 0,651 0,668 0,683 0,696 0,709 0,721 0,732
Кср, А 796 818 838 857 873 889 904 917 930
К А 1 отп 228 234 240 246 250 255 259 263 267
Увеличение коэффициента заполнения обмоточного окна от 0,3 до 0,7 приводит к заметному уменьшению диаметра сердечника при незначительном увеличении индукций £о.ср и Во.отп.
Согласно табл. 5, незначительное влияние на ёс, Во.ср, ¥ср, Во отп, ¥отп оказывает коэффициент кратности минимального напряжения на обмотке Китт.
Таблица 5
Зависимости диаметра сердечника, индукций Во.ср, Воотп и соответствующих им МДС при принятых 8кр = 5-10-3 м, 8к = 0,25-10-3 м, Рмх.кр = 10 Н, Рмх.к = 30 Н, К = 0,5, Хитах = 1,15, Киср = 1,1, Котп = 0,2, Киотп = 1,1, ®доп = 120°С, Т0 = 40°С при увеличении Кит1п от 0,7 до 1,0 Н
Показатели Китт
0,70 0,75 0,80 0,85 0,90 1,00
-10"3, м 21,7 21,6 21,5 21,4 21,4 21,2
Во.ср, Тл 0,930 0,935 0,941 0,946 0,952 0,963
Во.отп Тл 0,677 0,680 0,683 0,685 0,688 0,693
¥ср, А 867 870 873 876 880 886
¥ А 1 отп 249 250 250 251 252 254
Более существенно на результаты проектирования оказывает влияние коэффициент кратности напряжения возврата Котп при изменении от 0,1 до 0,3 (табл. 6).
Таблица 6
Зависимости диаметра сердечника, индукций Во.ср, Воотп и соответствующих им МДС при принятых 8кр = 5-10-3 м, 8к = 0,25-10-3 м, Рмх.кр = 10 Н, Рмх.к = 30 Н,
Кз = 0,5, Китп = 0,8 Китах = 1,15, Киср = 1,1 Киотп = 1,1, ®доп = 120°С, Т0 = 40°С
при увеличении Котп от 0,1 до 0,3
Показатели Котп
0,10 0,15 0,20 0,25 0,30
-10"3, м 27,2 23,8 21,5 19,9 18,6
Во.ср, Тл 0,678 0,815 0,941 1,059 1,159
Во.отп, Тл 0,541 0,618 0,683 0,740 0,791
¥ср, А 718 801 873 939 991
¥ А 1 отп? 204 229 250 269 286
Рост коэффициента кратности напряжения отпадания от 0,1 до 0,3 приводит к уменьшению необходимого диаметра сердечника на 32%, увеличению Во.ср и Воотп на 71 и 46%, соответственно, и увеличению соответствующих МДС на 38 и 40%.
Влияние температуры окружающей среды и допустимой температуры нагрева на результаты проектирования указывают, соответственно, данные табл. 7 и 8.
Изменение температуры окружающей среды от 30 до 75°С приводит к увеличению на 17% диаметра сердечника и, как следствие, уменьшению индукций при срабатывании и отпадании.
Увеличение допустимой температуры нагрева от 105 до 180°С, напротив, приводит к уменьшению диаметра сердечника и увеличению МДС срабатывания и отпадания на 20 и 21%, соответственно.
Таблица 7
Зависимости диаметра сердечника, индукций Во.ср, Во.отп и соответствующих им МДС при принятых 8кр = 5-10-3 м, 8к = 0,25-10-3 м, Рмх.кр = 10 Н, Рмх.к = 30 Н,
Кз = 0,5 китт = 0,8 Китах = 1,15, Киср = 1,1 Котп = 0,2, Киотп = 1,1 0доп = 120°С
при увеличении Т0 от 30 до 75°С
Т0, °С
Показатели 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75
¿с -10-3, м 21,0 21,2 21,5 21,9 22,3 22,8 23,4 23,9 24,4 24,7
•Вода Тл 0,974 0,960 0,941 0,918 0,892 0,864 0,836 0,810 0,788 0,772
^о.отш Тл 0,699 0,692 0,683 0,671 0,658 0,643 0,629 0,615 0,603 0,594
Fcv, А 892 884 873 860 845 830 813 798 785 775
F А 1 отп 256 254 250 247 242 238 233 228 224 221
Таблица 8
Зависимости диаметра сердечника, индукций Во.ср, Воотп и соответствующих им МДС при принятых 8кр = 5-10-3 м, 8к = 0,25-10-3 м, Рмх.кр = 10 Н, Рмх.к = 30 Н,
Кз = 0,5, Китш = 0,8, Китах = 1Д5, Киср = 1,1, Котп = 0,2 Киотп = 1,1, Т0 = 40°С
при увеличении 0доп от 105 до 180°С
0доп , °С
Показатели 105 110 115 120 130 140 150 160 170 180
-10-3, м 22,6 22,3 21,9 21,5 20,9 20,3 19,8 19,3 18,8 18,4
Во. со, Тл 0,875 0,897 0,919 0,941 0,984 1,026 1,068 1,109 1,143 1,176
•о^ш Тл 0,649 0,660 0,672 0,683 0,704 0,724 0,744 0,763 0,782 0,800
Fcv, А 836 848 861 873 898 921 944 966 983 1001
F А 1 отп? 239 243 247 250 257 264 271 277 283 289
С ростом Тмх.к (от 12 до 144 Н) и Рмх.кр (от 2 до 24 Н), соответственно, при постоянном их отношении, например, равном 6, наблюдается существенный рост диаметра сердечника (примерно на 68%), индукции срабатывания (на 66%), отпадания (на 106%), а МДС срабатывания и отпадания на 123 и 118%, соответственно.
Выводы. 1. Уравнения проектирования, представляющие собой условия срабатывания, возврата и нагрева управляемого форсированно электромагнитом постоянного напряжения по схеме с балластным резистором, сведены к одному нелинейному уравнению относительно диаметра сердечника, справедливому для любой магнитной системы, наружная поверхность обмотки которой непосредственно «омывается» окружающей средой.
2. В разработанной методике синтеза форсированного клапанного электромагнита использована экспериментально полученная нагрузочная характеристика в безразмерной обобщенной форме, обеспечивающая достоверность результатов расчета и проведение исследований влияния исходных данных проектирования на величину базисного линейного размера электромагнита, в качестве которого выбран диаметр сердечника, величины индукций в основании сердечника при срабатывании и возврате его якоря в исходное положение и соответствующих им МДС.
3. Установлено наиболее существенное влияние критического зазора на диаметр сердечника, индукции в его основании при срабатывании и возврате, а также на МДС срабатывания.
Рост коэффициента кратности напряжения отпадания от 0,1 до 0,3 приводит к уменьшению необходимого диаметра сердечника на 32%, увеличению 5о.ср и Во.отп на 71 и 46%, соответственно, и увеличению соответствующих МДС на 38 и 40%.
Изменение температуры окружающей среды от 30 до 75°С приводит к увеличению на 17% диаметра сердечника и, как следствие, уменьшению индукций при срабатывании и отпадании.
Увеличение допустимой температуры нагрева от 105 до 180°С, напротив, приводит к уменьшению диаметра сердечника и увеличению МДС срабатывания и отпадания на 20 и 21%, соответственно.
С ростом pPmx.k (от 12 до 144 Н) и Рмх.кр (от 2 до 24 Н) при постоянном их отношении наблюдается существенный рост диаметра сердечника, индукций в основании сердечника при срабатывании и отпадании, а также МДС срабатывания и отпадания более чем в 2 раза.
Литература
1. Веников В.А., Веников Г.В. Теория подобия и моделирования. 3-е изд., перераб. и доп. М.: Высш. шк., 1984. 439 с.
2. Зайцев ЮМ, Иванов И.П., Никитина О.А., Руссова Н.В., Свинцов Г.П. Методика синтеза форсированного броневого электромагнита постоянного напряжения с внедряющимся якорем в схеме с балластным резистором // Вестник Чувашского университета. 2015. № 3. С. 52-61.
3. Кадыков В.К., Кузьмин А.В., Руссова Н.В., Свинцов Г.П. К выбору диаметра полюсного наконечника клапанной магнитной системы постоянного тока // Известия высших учебных заведений. Электромеханика. 2009. № 3. С. 63-68.
4. Кадыков В.К., Руссова Н.В., Свинцов Г.П., Сизов А.В. Обобщенные экспериментальные зависимости потокораспределения, потокосцепления и магнитодвижущей силы в клапанных электромагнитных системах постоянного тока с круглыми полюсными наконечниками // Электротехника. 2007. № 4. С. 41-47.
5. Клименко Б.В. Форсированные электромагнитные системы. М.: Энергоатомиздат, 1989. 160 с.
6. Коц Б.Э. Электромагниты постоянного тока с форсировкой. М.: Энергия, 1973. 80 с.
7. Основы теории электрических аппаратов / Б.К. Буль, Г.В. Буткевич, А.Г. Годжело и др.; под ред. Г.В. Буткевича. М.: Высш. шк., 1970. 600 с.
8. Приказщиков А.В., Руссова Н.В., Сагарадзе Е.В., Свинцов Г.П., Шоглев Д.Г. Усовершенствованная методика проектного расчета форсированного клапанного электромагнита в схеме с балластным резистором // Электротехника. 2011. № 1. С. 57-62.
9. Смирнов Ю.В. Критерии неравномерности температурного поля в катушках электромагнитных устройств // Электротехника. 1975. № 11. С. 41-45.
10. Софронов Ю.В., Свинцов Г.П., Николаев Н.Н. Проектирование электромеханических аппаратов автоматики. Чебоксары: Изд-во Чуваш. ун-та, 1986. 88 с.
11. Gueorgiev V., Alexandrov A., Yatchev I. Optimization of the Force Characteristic of a Solenoid Electromagnet with Ferromagnetic Disc in the Coil. In: Rudnicki M., Wiak S., eds. Optimization and Inverse Problems in Electromagnetism. Springer-Science+Business Media, B.V., 2003, pp. 261-268.
12. Neiman V.Yu., Neiman L.A., Petrova A.A. et al. On the Question of Taking into Account the Main Dimensions When Selecting Type of Electromagnet According to Value of Constructive Facto. Russian Electrical Engineering, 2011, vol. 82, no. 6, pp. 328-331.
ЗАЙЦЕВ ЮРИЙ МИХАЙЛОВИЧ - доцент кафедры электрических и электронных аппаратов, Чувашский государственный университет, Россия, Чебоксары ([email protected]).
ПЕТРОВ ВИКТОР НИКОЛАЕВИЧ - аспирант кафедры электрических и электронных аппаратов, Чувашский государственный университет, Россия, Чебоксары ([email protected]).
РУССОВА НАТАЛИЯ ВАЛЕРЬЕВНА - кандидат технических наук, начальник научно-исследовательской части, Чувашский государственный университет, Россия, Чебоксары.
СВИНЦОВ ГЕННАДИИ ПЕТРОВИЧ - доктор технических наук, профессор кафедры электрических и электронных аппаратов, Чувашский государственный университет, Россия, Чебоксары ([email protected]).
Yu. ZAYTSEV, V. PETROV, N. RUSSOVA, G. SVINTSOV
METHODS OF SYNTHESIS OF FORCED VALVED DC ELECTROMAGNETS IN CIRCUIT WITH BALLAST RESISTOR
Key words: valved electromagnet, forced control, design calculation method, operation, return, heating, load characteristic, critical clearance, core size, active experiment. The method of synthesis of the forced valved DC electromagnet which is controlled according to the circuit with ballast resistor is proposed. The method is based on the design equations representing the conditions of operation, return and heating as well as on the experimentally received loading characteristic in the dimensionless generalized form. The equations are reduced to single nonlinear equation concerning the core size, they are suitable for the valvate magnetic systems with the L-shaped bracket of a magnetic circuit used in actuators of switching electric apparatuses.
Calculations are carried out to assess the influence of basic data of the design on the core size of an electromagnet, induction values in the core basis at operation and return and magnetomotive force. The most significant influence on the core size of a critical working air clearance in magnetic system is established.
References
1. Venikov V.A. Teoriya podobiya i modelirovaniya. 3-e izd., pererab. i dop. [Theory of similarity and modeling. 3th ed.]. Moscow, Vysshaya shkola Publ., 1984, 439 p.
2. Zaitsev Yu.M., Ivanov I.P., Nikitina O.A., Russova N.V., Svintsov G.P. Metodika sinteza forsirovannogo bronevogo elektromagnita postoyannogo napryazheniya s vnedryayushchimsya yako-rem v skheme s ballastnym rezistorom [Method of synthesis of forced armored dc electromagnet with plunging armature in scheme with ballast resistor]. Vestnik Chuvashskogo universiteta, 2015, no. 3, pp. 52-63.
3. Kadykov V.K., Kuzmin A.V., Russova N.V., Svintsov G.P. K vyboru diametra polyusnogo nakonechnika klapannoy magnitnoy sistemy postoyannogo toka [The choice of the diameter of the pole piece of the magnetic valve system DC]. Izvestiya vysshikh uchebnykh zavedeniy. Elektromekha-nika [Russian Electromechanics], 2009, no. 3, pp. 63-68.
4. Kadykov V.K., Russova N.V., Svintsov G.P., Sizov A.V. Obobshchennye eksperimental'nye zavisimosti potokoraspredeleniya, potokostsepleniya i magnitodvizhushchey sily v klapannykh elek-tromagnitnykh sistemakh postoyannogo toka s kruglymi polyusnymi nakonechnikami [Generalized experimental dependence of flow distribution, flux and magnetomotive force of the electromagnetic valve in systems with DC round pole pieces]. Elektrotekhnika [Electrical Engineering], 2007, no. 4, pp. 41-47.
5. Klimenko B.V. Forsirovannye elektromagnitnye sistemy [Forced electromagnetic system]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 1989, 160 p.
6. Kots B.E. Elektromagnity postoyannogo toka s forsirovkoy [DC electromagnets with forced management]. Moscow, Energiya Publ., 1973, 80 p.
7. Bul' B.K., Butkevich G.V., Godzhelo A.G. et al. Osnovy teorii elektricheskikh apparatov [Fundamentals of the theory of electrical apparatuses]. Moscow, Vysshaya shkola Publ., 1970, 600 p.
8. Prikazshchikov A.V., Russova N.V., Sagaradze E.V., Svintsov G.P., Shoglev D.G. Usover-shenstvovannaya metodika proektnogo rascheta forsirovannogo klapannogo elektromagnita v skheme s ballastnym rezistorom [Improved method of project calculation of the forced valvate electromagnet in sheme with the ballast resistor]. Elektrotekhnika [Electrical Engineering], 2011, no. 1, pp. 57-62.
9. Smirnov Yu.V. Kriterii neravnomernosti temperaturnogopolya v katushkakh elektromagnit-nykh ustroystv [Criteria for non-uniformity of the temperature field in the coils of the electromagnetic devices]. Elektrotekhnika [Electrical Engineering], 1975, no. 11, pp. 41-45.
10. Sofronov Yu.V. Proektirovanie elektromekhanicheskikh apparatov avtomatiki [Design of electromechanical apparatuses of automatics]. Cheboksary, 1986, 88 p.
11. Gueorgiev V., Alexandrov A., Yatchev I. Optimization of the Force Characteristic of a Sole-noid Electromagnet with Ferromagnetic Disc in the Coil. In: Rudnicki M., Wiak S., eds. Optimization and Inverse Problems in Electromagnetism. Springer-Science+Business Media, B.V., 2003, pp. 261-268.
12. Neiman V. Yu., Neiman L. A., Petrova A. A. et al.On the Question of Taking into Account the Main Dimensions When Selecting Type of Electromagnet According to Value of Constructive Facto. Russian Electrical Engineering, 2011, vol. 82, no. 6, pp. 328-331.
ZAITSEV YURII - Associate Professor, Electric and Electronic Apparatus Department, Chuvash State University, Russia, Cheboksary ([email protected]).
PETROV VIKTOR - Post-Graduate Student of Electrical and Electronic Apparatus Department, Chuvash State University, Russia, Cheboksary ([email protected]).
RUSSOVA NATALIYA - Candidate of Technical Sciences, Head of Research and Development Division, Chuvash State University, Russia, Cheboksary.
SVINTSOV GENNADII - Doctor of Technical Sciences, Professor, Electric and Electronic Apparatus Department, Chuvash State University, Russia, Cheboksary ([email protected]).
Ссылка на статью: Зайцев Ю.М., Петров В.Н., Руссова Н.В., Свинцов Г.П. Методика синтеза форсированного клапанного электромагнита постоянного напряжения в схеме с балластным резистором // Вестник Чувашского университета. - 2017. - № 1. - С. 103-112.
