Требования, предъявляемые к характеристикам тягового генератора

1. Требования, предъявляемые к характеристикам тягового генератора.

2. Системы возбуждения генераторов постоянного тока с выпуклыми характеристиками.

3. Системы возбуждения генераторов постоянного тока с гиперболическими характеристиками.

4. Характеристики и регулирование напряжения тяговых генераторов переменного тока.

5. Совместная работа теплового двигателя и тягового генератора.

В современном теплоэлектрическом подвижном составе, как правило, электропередача выполняется так, чтобы возможность полного использования тяговых параметров была обеспечена и ограничения по режиму ее работы были за пределами ограничений по тяговым параметрам. В некоторых локомотивах вследствие напряженных нагрузок электропередачи или для снижения веса последней максимальное напряжение ограничивается режимами электропередачи. При этом полная мощность теплового двигателя не может быть использована при больших скоростях.

При построении, например, характеристик генератора постоянного тока, иногда удобно пользоваться не напряжением генератора, а его ЭДС:

,

Рекомендуемые материалы

где R_г – сопротивление последовательных обмоток генератора.

В этом случае можно пользоваться также величиной электромагнитной мощности

,                                                                        (3.1)

где η_мг = 0,97…0,98 – коэффициент, учитывающий магнитные и механические потери в генераторе.

Предельная внутренняя характеристика Е_г(I_г) генератора представлена на рис. 2.12а линией B₁A₁С₁D₁ и отличается от предельной внешней характеристики на величину ординат линии OA₁ падения напряжения в цепи якоря генератора.

Разделив все члены равенства (3.1) на угловую скорость ω_Д, получим

,

где М_эг – электромагнитный момент генератора; М_д – крутящий момент, передаваемый от дизеля генератору; Ф_г – магнитный поток генератора; с_м – постоянная генератора.

Отсюда следует, что при постоянной мощности теплового двигателя зависимость магнитного потока генератора от тока нагрузки является также приблизительно гиперболической. Если между тепловым двигателем и генератором имеется зубчатая передача, передаточное отношение входит в коэффициент с_м, момент и скорость приводятся к валу теплового двигателя.

Важнейшим требованием к электропередаче является обеспечение работы генератора по предельной характеристике ABCD. Для этого прежде всего необходимо, чтобы элементы ее были рассчитаны на работу по этой характеристике. Возможность практической реализации предельной характеристики зависит также от характеристик и системы регулирования электропередачи и, в частности, от системы возбуждения генератора.

Отсюда вытекает, что при движении поезда на участке необходимо изменять магнитный поток генератора в зависимости от угловой скорости. При некотором заданном токе нагрузки момент сопротивления пропорционален магнитному потоку, и, следовательно график зависимости М_д(п_д) при I_г = const должен быть близким по форме к линии наибольшей экономичности теплового двигателя (например, кривая FS на рис. 2.13). При изменении тока нагрузки масштаб ординат графика меняется. Диапазон изменения тока зависит от тяговых параметров. Следовательно, требуемые характеристики зависимости М_д(п_д) имеют вид сетки кривых (рис. 3.1). Для разных тепловых двигателей форма и наклон характеристики существенно различны, однако во всех случаях магнитный поток должен увеличиваться при возрастании угловой скорости.

Как будет показано ниже, от наклона кривой М_г(п_д) зависит степень использования полной мощности и стабильность режима работы теплового двигателя при саморегулировании.

Таким образом, требуемые зависимости Ф_г(п_д)должны быть определены при проектировании с учетом особенностей характеристик и параметров теплового двигателя и электропередачи. По этим характеристикам может быть построена сетка кривых Ф_г(I_г) (рис. 3.2а) и E_г(I_г) (рис. 3.2б) при различных угловых скоростях.

Сила тяги локомотива при трогании поезда с места должна устанавливаться в зависимости от желательного ускорения последнего, его веса и условий сцепления. Минимальная пусковая сила тяги не должна превышать величины, определяемой допустимым ускорением (0,4…0,6 м/сек²) при трогании локомотива без поезда на горизонтальном пути. Максимальная сила тяги ограничивается условиями сцепления его колес с рельсами. Должна быть также обеспечена возможность реализации промежуточных значений пусковой силы тяги путем плавного или ступенчатого изменения ее. Количество ступеней в последнем случае должно быть достаточным, чтобы при переключении ступеней толчки силы тяги и тока не были слишком велики. Величина пусковой силы тяги выбирается машинистом (или автомашинистом) в зависимости от указанных выше условий.

Если тяговые электродвигатели работают по своим естественным характеристикам, потребляемый ими ток снижается по мере увеличения скорости движения и машинист для обеспечения требуемого ускорения должен переводить рукоятку контроллера для увеличения силы тяги. При этом возникают толчки тока, которые при недостаточно умелом управлении могут привести к потере сцепления колес с рельсами. Наиболее совершенный способ управления пуском заключается в сочетании возможности выбора пусковой силы тяги по условиям пуска с автоматическим поддержанием приблизительно постоянной величины ее в процессе пуска. При этом упрощается управление, обеспечивается плавный пуск и уменьшается опасность потери сцепления колес с рельсами.

Сила тяги определяется токами электродвигателей, пропорциональными току генератора. Следовательно, указанный способ пуска может быть обеспечен, если ток генератора при пуске поддерживается приблизительно постоянным для заданного положения рукоятки контроллера и меняется при изменении ее положения, как показано линиями A₁B₁, А₂В₂... (см. рис. 3.2). В принципе возможно раздельное управление изменением мощности дизеля (линии В₁С₁, В₂С₂) и пускового тока. Преимуществом раздельного управления является возможность выбора любой силы тяги при пуске и любой мощности в конце пуска, что делает управление более гибким. Практически наиболее часто применяется управление одной рукояткой таким образом, что каждому положению ее соответствуют определенные пусковой ток и режим теплового двигателя, т. е. определенная характеристика A₁B₁C₁, A₂B₂C₂, ....

При уменьшении угловой скорости и мощности целесообразно также снижать максимальную величину магнитного потока генератора, чтобы уменьшить мощность возбудителя. Для получения наибольшей мощности при пониженной скорости пришлось бы увеличивать размеры возбудителя.

Таким образом, серия характеристик вида A₁B₁C₁D₁, A₂B₂C₂D₂  (рис. 3.2) в сочетании с характеристиками (см. рис. 2.1) является наиболее желательной, причем распределение характеристик должно быть по возможности равномерным в диапазоне частот вращения вала дизеля от n_{д ном} до n_{д 5}.

Характеристики (рис. 3.2а и 3.2б) можно получить, изменяя магнитный поток или н.с. генератора по двум параметрам: току нагрузки и угловой скорости. Магнитный поток должен увеличиваться при возрастании угловой скорости. При увеличении тока нагрузки от нуля магнитный поток (пли напряжение) должен сохраняться приблизительно постоянным, затем уменьшаться приблизительно обратно пропорционально току, после чего снижаться при сравнительно постоянном токе. Следует отметить, что во второй зоне важно не получение определенной формы характеристики генератора, а обеспечение использования той мощности, которую может развить тепловой двигатель при номинальной скорости и наибольшей допустимой подаче топлива.

Указанные  задачи могут быть решены наиболее полно и точно с помощью специальных систем автоматического регулирования. Такие системы получили широкое распространение в различных видах теплоэлектрического подвижного состава, и в настоящее время ведутся интенсивные работы по созданию и исследованию новых, совершенных систем автоматического регулирования.

Нередко применяются системы возбуждения генератора, при которых без использования специальных регулирующих устройств могут быть характеристики генератора, в большей или меньшей степени приближающиеся к требуемым. Такие системы в отличии от систем автоматического регулирования  называются системами саморегулирования двигатель-генератора. Уступая первым по точности регулирования, они являются более простыми по схеме и более надежными в работе. Находят применение также системы, являющиеся сочетанием систем саморегулирования с системами автоматического регулирования. В этих системах регуляторы служат для повышения использования мощности и улучшения пусковых характеристик.

В данном курсе рассматриваются наиболее характерные примеры систем возбуждения генератора без регуляторов, т. е. систем саморегулирования, и характеристики, создаваемые ими. В зависимости от формы внешних характеристик U_г(I_г) или соответствующих им кривых Ф_г(I_г) эти системы можно разделить на две группы. При использовании схем одной группы указанные характеристики при неизменной угловой скорости имеют вид кривых, выпуклых относительно осей координат. Эти характеристики в дальнейшем называются кратко выпуклыми. В системах другой группы получаются характеристики, близкие по форме к кривым ВС, B₁C₁,...(cм. рис. 3.2), которые условно называются в дальнейшем гиперболическими.

Выпуклые характеристики генератора постоянного тока могут быть получены несколькими схемными решениями. Первым из них является так называемый трёхобмоточный генератор.

Трехобмоточным называют генератор, имеющий три обмотки возбуждения: независимую, параллельную и последовательную, действующую навстречу двум первым (см. рис. 3.3). Якоря тягового генератора G1 и возбудителя G2 приводятся во вращение от дизеля, а обмотка возбуждения L4 получает питание от независимого источника (аккумуляторной батареи). Независимая обмотка возбуждения L3 тягового генератора может получать питание и от источника с постоянным напряжением, например, от аккумулятора.

Результирующая н. с. обмоток генератора

F_г=F_нез+F_пар–F_посл–F_ря,

где F_нез=w_незi_нез – н.с. обмотки независимого возбуждения с числом витков w_нез на полюс; F_пар=w_парi_пар – н.с. обмотки параллельного возбуждения с числом витков w_пар на полюс; F_посл = w_послI_г – н.с. последовательной обмотки с числом витков w_посл на полюс; F_ря = к_ряI_г – н.с., эквивалентная размагничивающему действию реакции якоря, которая может быть сведена к нулю при повороте щёток от нейтрали против направления вращения якоря.

Н. с. параллельной обмотки

,

где w_пар и R_пар  – количество витков на полюс и сопротивление цепи (вместе с добавочным сопротивлением) параллельной обмотки возбуждения соответственно; R_г – сопротивление цепи якоря генератора.

Следовательно н. с. генератора

,                                  (3.2)

где .

Обозначив через λ_г магнитную проводимость магнитной цепи генератора, получим

или .                                                                   (3.3)

Из равенства (3.3) следует, что трехобмоточный генератор удовлетворяет основным требованиям саморегулирования двигатель-генератора, так как магнитный поток уменьшается с увеличением тока нагрузки и возрастает с повышением угловой скорости.

Если магнитная цепь генератора при всех значениях магнитного потока является ненасыщенной, то магнитную проводимость и коэффициент реакции якоря можно приближенно принять постоянными.

На рис. 3.4 приведены кривые, показывающие характер зависимости магнитного потока от тока нагрузки и частоты вращения вала дизеля при ненасыщенной магнитной цепи генератора. Зависимость магнитного потока от тока является линейной.

Максимальное значение тока согласно равенству (3.2) получается из условия Ф_г=0, чему соответствует ток

Из сопоставления характеристик при F_нез=const и F_нез=а_нn_д видно, что во втором случае характеристики Ф_г(n_д) при прочих равных условиях круче. Изменение максимального тока в зависимости от частоты вращения вала дизеля полезно, так как позволяет получить различные пусковые токи без всяких переключений в схеме.

Влияние насыщения магнитной цепи на форму характеристик генератора удобнее выяснить путем графического построения их. Для качественного анализа, как и прежде, коэффициент к_р принимается постоянным. Из равенства (3.2) следует, что при холостом ходе (I_г=0) н. с. генератора равна сумме н. с. независимой и параллельной обмоток. Отложив по оси абсцисс отрезки (рис. 2.22) 0а=F_нез и ас=F_пар, получим э. д. с. холостого хода генератора Е_г =вс.

Угловой коэффициент прямой aв (отношение ординаты к абсциссе) определяется из равенства

.

Нетрудно убедиться, что прямая aв является линией зависимости падения напряжения в цепи параллельной обмотки от н.с., так как для любого значения н.с. параллельной обмотки F_пар=аf

,

где i_{пар 1} – ток параллельной обмотки для точки е.

При холостом ходе падение напряжения в цепи параллельной обмотки равно ЭДС генератора. Следовательно, ЭДС определяется точкой пересечения характеристики холостого хода с линией падения напряжения в параллельной обмотке, проведенной из точки а под углом β с угловым коэффициентом к_пар, зависящим только от параметров цепи параллельной обмотки.

При некотором токе нагрузки I_Г1 ЭДС генератора снижается вследствие размагничивающего влияния последовательной обмотки и реакции якоря, а также из-за уменьшения н. с. параллельной обмотки в результате снижения напряжения в ее цепи. Для опре­деления ЭДС и напряжения генератора необходимо построить треугольник в₁gd (см. рис. 2.5) с катетами в₁g=(к_ря+w_посл)I_г1 и gd=R_гI_г1 и расположить его так, чтобы вершина d находилась на линии aв, так как напряжение генератора равно падению напряжения в цепи параллельной обмотки. При этом ордината точки d определяет напряжение генератора и ордината точки в₁ – его ЭДС при токе I_г1.

Если провести прямую а₁в₁, параллельную aв, то

.

Следовательно, для определения ЭДС генератора при любом токе следует отложить от точки а влево отрезок аа₁, равный произведению w_посл на заданный ток, и из точки a₁ провести прямую, параллельную линии aв до пересечения с характеристикой холостого хода.

На рис. 3.6 изображено построение внутренней характеристики генератора Е_г(I_г) (левый квадрант) по двум характеристикам холостого хода при различных насыщениях магнитной цепи (правый квадрант). Из построения видно, что форма внутренней характеристики определяется формой характеристики холостого хода

Коэффициент к_ря, учитывающий размагничивающее влияние реакции якоря, можно принимать постоянным только при ориентировочных предварительных расчетах. Практически для расчета характеристик необходимо пользоваться нагрузочными характеристиками, представляющими собой зависимость Е_г или магнитного потока Е_г/n_д от намагничивающей силы F_г при различных токах нагрузки (см. рис. 3.7).

Параметры обмоток возбуждения выбираются по режимам (Е_гмакс,I_гмин) и (Е_гмин,I_гмакс) при номинальной мощности. При этом

и,

где . Так как число неизвестных больше числа уравнений, одна из величин предварительно задается. Удобно выбрать коэффициент к_пар так, чтобы угол β был немного больше угла α. Затем полученное число витков последовательной обмотки округляют до целого числа. Возможно использование двух параллельных цепей в последовательной обмотке. При этом эффективное число витков, может быть кратным 0,5.

Разновидностью трёхобмоточного генератора, также позволяющего получить выпуклую характеристику, является генератор со встречной обмоткой (противокомпаундный).

Наличие отдельного возбудителя обеспечивает зависимость магнитного потока от угловой скорости, и параллельная обмотка генератора не является в этом случае обязательной. Поэтому нередко применяют генератор с двумя обмотками: независимого возбуждения, питающейся от возбудителя, и последовательной, действующей навстречу первой (рис. 3.8). Такой генератор иногда называют противокомпаундным. Результирующая н. с. обмоток генератора

F_г=F_нез – w_послI_г – F_ря.

Практически характеристики генератора – Е_г/n_д =f(I_г) рассчитываются по нагрузочным характеристикам (см. рис. 3.9), причем аа₁=w_послI_г1, аа₂=w_послI_г2 и т.д.

Параметры обмоток определяются однозначно уравнениями:

F_гмакс=F_нез – w_послI_гмин

F_гмин=F_нез – w_послI_гмакс

Однако, как указывалось, число витков последовательной обмотки должно быть округлено с соответствующей корректировкой F_нез.

В сравнении с трехобмоточным генератором конструкция противокомпаундного генератора упрощается вследствие исключения высоковольтной параллельной обмотки, требующей усиленной изоляции и имеющей в результате относительно низкий коэффициент заполнения обмоточного пространства. С другой стороны, число витков последовательной обмотки, необходимое для ограничения пускового тока, в противокомпаундном генераторе должно быть больше, чем в трехобмоточном. При максимальном напряжении н. с. независимой обмотки противокомпаундного генератора примерно одинакова с суммой н. с. независимой и параллельной обмоток трехобмоточного генератора, но в трехобмоточном генераторе н. с. параллельной обмотки при пуске мала, и соответственно требуется меньшая размагничивающая н.с. В противокомпаундном генераторе н.с. последовательной обмотки близка по величине к полной н.с. независимой обмотки. В свою очередь повышение w_посл требует увеличения F_нез для получения максимальной ЭДС. Мощность возбудителя для противокомпаундного генератора больше, чем для трехобмоточного.

Кроме того, как указывалось, добавление параллельной обмотки увеличивает изменение магнитного потока при отклонении угловой скорости. Степень влияния всех указанных факторов зависит от диапазона регулирования напряжения и тока, насыщения магнитной цепи и т. д. Поэтому при проектировании конкретных видов подвижного состава следует проводить сопоставление вариантов.

Вторым частным случаем трехобмоточного генератора можно считать генератор, у которого исключена обмотка независимого возбуждения – генератор с самовозбуждением (см. рис 3.10). При этом, как известно из теории электрических машин, генератор может возбудиться только в том случае, если при отсутствии возбуждения в магнитной цепи имеется остаточный магнитный поток.

Результирующая н.с. генератора

,

где                                                                                        (3.4)

В этом случае можно получить характеристики Е_г/n_д=f(I_Г) (рис. 3.11), близкие к характеристикам предыдущих вариантов систем. Число витков последовательной обмотки должно быть больше второго члена правой части равенства (3.4) и вместе с тем достаточно малым, чтобы ее н.с. не полностью компенсировала размагничивающее действие реакции якоря, так как требуемое снижение напряжения при увеличении тока является следствием реакции якоря. Параметры обмоток определяют из равенств:

Если при токе I_гмакс нагрузочная характеристика, например, проходящая через точку в₃, пересекается с соответствующей прямой а₃в₃ дважды, то это означает, что ток при напряжениях, близких к нулю, меньше максимального, что нежелательно. Это условие накладывает дополнительное ограничение на выбор числа витков последовательной обмотки. Так как размагничивающее влияние реакции якоря, от которого в основном зависит форма характеристики генератора, трудно рассчитать предварительно с достаточной точностью, целесообразно при проектировании генератора предусмотреть возможность поворота щеток с тем, чтобы при настройке характеристики генератора было возможно изменять влияние реакции якоря на магнитный поток путем поворота щеток в пределах, допустимых по коммутации

Основные преимущества генератора с самовозбуждением заключаются в устранении необходимости внешнего источника энергии для питания цепи возбуждения и в отсутствии размагничивающей обмотки, что позволяет уменьшить размеры катушек полюсов.

К недостаткам системы следует отнести ограниченные возможности подбора оптимальной характеристики. Число витков последовательной обмотки мало и посредством его изменения выбрать оптимальную (по условиям использования мощности, пуска, экономичности работы теплового двигателя) характеристику трудно. Сравнительно легко можно лишь изменить сопротивление в цепи параллельной обмотки. Степень компаундирования при настройке двигатель-генератора можно осуществлять практически сдвигом щёток. Однако это может привести к ухудшению коммутации. Целесообразно комбинировать применение последовательной обмотки со сдвигом щетки. В этом случае угол сдвига уменьшается и опасность ухудшения коммутации снижается.

Генератор с самовозбуждением может возбудиться лишь при наличии остаточного магнитного потока. Если остаточный магнитный поток в результате тряски, нагревания или переходных процессов при переключениях в схеме исчезнет или станет очень малым, генератор может не возбудиться или время самовозбуждения будет очень велико. Поэтому рекомендуется либо применять в магнитной цепи материалы с большой коэрцитивной силой, либо предусматривать кратковременное независимое возбуждение при пуске (подвозбуждение).

Саморегулирование генератора по току нагрузки в рассмотренных выше системах осуществлялось за счет размещения на его полюсах нескольких обмоток и алгебраического сложения их н. с. Недостатком такого метода является увеличение размеров катушек полюсов генератора, что повышает размеры и вес генератора. Этот недостаток можно устранить путем использования аналогичных обмоток возбуждения не на тяговом генераторе, а на его возбудителе.

Преимуществом такой схемы является выполнение генератора с одной независимой обмоткой возбуждения, которая может быть рассчитана на малое напряжение возбудителя, что упрощает конструкцию, уменьшает размеры и несколько повышает надежность работы генератора. Однако при этом в качестве возбудителя нельзя использовать стандартную машину постоянного тока, а требуется специально спроектированный для этой цели возбудитель.

Подобные схемы не нашли широкого применения в связи с тем, что при использовании специальных возбудителей можно получить характеристики, более близкие к линии постоянной мощности, как показано ниже.

В рассмотренных выше системах возбуждения генератора снижение магнитного потока с увеличением тока нагрузки осуществляется вычитанием н.с., пропорциональной току, из основной положительной н.с. возбуждения генератора. При этом магнитный поток изменяется по магнитной характеристике, которая всегда обращена выпуклостью вверх и только при полностью ненасыщенной цепи представляет собой прямую линию. Вследствие этого и характеристики генератора Ф_г(I_г) и Е_г(I_г) выпуклые или прямолинейные. Получить характеристики гиперболического вида посредством комбинации различных н.с. в машине не представляется возможным.

Однако нелинейность магнитной характеристики может быть использована для создания характеристики, близкой к гиперболе, если складывать алгебраически не н.с., а ЭДС или магнитные потоки. Например, характеристику, близкую по форме к кривой BCD (см. рис. 2.12), можно получить, если последовательно с генератором, имеющим постоянное напряжение, соответствующее линии CD, включить второй генератор, ЭДС которого направлена навстречу ЭДС первого генератора и возрастает с увеличением тока нагрузки, начиная с тока I_гмин (точка С). В этом случае можно так рассчитать насыщение магнитной цепи, чтобы разность ЭДС обоих генераторов была близка к линии ВС. Такое решение однако неприемлемо вследствие необходимости добавления второго мощного генератора.

Решение становится технически приемлемым, если сложение ЭДС осуществить в цепи возбуждения генератора, как это показано на рис. 3.12. Генератор имеет лишь одну обмотку L1 независимого возбуждения, в цепь которой включены два возбудителя G3 и G2, приводимые от теплового двигателя. Ток возбуждения возбудителя G3 поддерживается постоянным. Возбудитель G2 имеет две обмотки возбуждения: независимую L2, включенную на напряжение G3, и дифференциальную L3, включенную в цепь тока нагрузки тягового генератора. Потоки независимой L2 и дифференциальной L3 обмоток возбудителя G2 действуют навстречу друг другу.

Ток возбуждения генератора

где Е₁ и Е₂ – ЭДС возбудителей G3 и G2 соответственно; R – сопротивление цепи возбуждения генератора.

Результирующая н.с. возбуждения возбудителя G2

F₂=F_нез – w_дифI_г – F_ря2                                                                          (3.5)

где F_нез – н. с. независимой обмотки L2; w_диф – количество витков дифференциальной обмотки L3; F_pя2  –н. с., эквивалентная реакции якоря G2.

Когда ток генератора равен нулю, н. с. возбудителя G2 и его ЭДС имеют наибольшие положительные значения (точка а на рис. 3.13а). При увеличении тока генератора результирующая н.с. и ЭДС возбудителя уменьшаются. При некотором значении тока I_г0 н.с. и ЭДС возбудителя становятся равными нулю. При дальнейшем увеличении тока генератора результирующая н. с. становится отрицательной и направление ЭДС изменяется, причем абсолютная величина ЭДС увеличивается при возрастании тока в соответствии с магнитной характеристикой возбудителя.

Для того чтобы магнитный поток генератора уменьшался при увеличении тока нагрузки, очевидно, целесообразно при малых токах суммировать ЭДС обоих возбудителей, т. е. чтобы положительное направление ЭДС Е₂ совпадало с направлением ЭДС Е₁. На рис. 3.13б представлены зависимости ЭДС возбудителей от тока генератора при различных частотах вращения вала генератора n₁,..., n_дном. ЭДС Е₁, если пренебречь влиянием реакции якоря, не зависит от тока и изображается горизонтальной линией. Форма кривой Е₂(I_г) зависит от формы магнитной характеристики возбудителя G2 (см. рис. 3.13а) и соотношения н.с. его обмоток. Сумма ординат обеих кривых дает зависимость результирующей ЭДС в цепи возбуждения и в некотором масштабе изображает зависимость тока возбуждения генератора от тока нагрузки.

Внутренняя характеристика Е_г(I_г) генератора (рис. 3.13в) повторяет эту кривую в измененном масштабе при ненасыщенной магнитной цепи генератора с некоторым искажением формы при больших напряжениях вследствие магнитного насыщения. Путем подбора формы магнитной характеристики возбудителя G2 можно добиться, чтобы при токах генератора более I_гмин мощность теплового двигателя поддерживалась приблизительно постоянной. Так как потери в генераторе, как правило, растут с увеличением тока нагрузки, кривая мощности генератора Р_г(I_г) (см. рис. 3.13в) должна при этом несколько снижаться.

ЭДС обоих возбудителей, а, следовательно, и ток возбуждения генератора, изменяются пропорционально угловой скорости двигатель-генератора. Поэтому магнитный поток генератора также изменяется приблизительно пропорционально угловой скорости при ненасыщенной магнитной цепи и в меньшей степени при больших напряжениях, где становится заметным влияние магнитного насыщения. Мощность генератора при малых угловых скоростях снижается с увеличением тока в большей степени, чем при номинальной скорости, вследствие относительно большего влияния реакции якоря и падения напряжения в цепи якоря.

Преимуществами рассмотренной схемы являются возможность поддержания постоянной мощности теплового двигателя при изменении тока нагрузки и выполнение генератора с одной обмоткой возбуждения низкого напряжения. К недостаткам относится отсутствие ограничения максимального тока и неблагоприятные пусковые характеристики. Приближение характеристики генератора к гиперболической неизбежно связано с тем, что в зоне больших токов она становится пологой. Вторым недостатком является установка двух возбудителей, из которых один (G2) является специальной машиной с двумя обмотками и магнитной характеристикой, рассчитанной применительно к заданному генератору. Суммарная мощность возбудителей определяется мощностью возбуждения при максимальном рабочем напряжении генератора, как и в случае одного возбудителя. Однако наличие двух машин с коллекторами и щетками усложняет монтаж и уход.

Практическое применение нашли схемы, в которых оба возбудителя G2 и G3 (рис. 3.14) объединены в одну машину, получившую название возбудителя с расщепленными полюсами. Ниже рассмотрены принцип устройства и схема включения применяемых вариантов таких возбудителей.

Возбудитель с продольным расщеплением полюсов (рис. 3.14) представляет собой четырёхполюсную машину, причем каждый полюс разделен на две части П1 и П2, расположенные вдоль оси машины. Магнитная цепь частей полюсов П1 не насыщена, и они в дальнейшем называются ненасыщенными полюсами. В полюсах П2 сделаны магнитные мостики М, практически выполненные из стальных шайб и представляющие собой суженное сечение магнитопровода, которое сильно насыщается при увеличении магнитного потока. Эти части полюсов дальше условно называются насыщенными (хотя они насыщаются только при некоторых режимах работы).

Приближенно можно считать, что обе системы полюсов создают независимые магнитные потоки Ф₁ и Ф₂. Каждый проводник обмотки якоря при вращении пересекает оба магнитных потока. Следовательно, ЭДС возбудителя, подводимая к щеткам,

Е_G2=c_en_д(Ф1+Ф2)

где с_е – постоянный коэффициент, зависящий от параметров возбудителя и передаточного отношения между ним и тепловым двигателем.

Хотя суммирование ЭДС происходит в каждом отдельном проводнике, можно считать условно, что полная ЭДС состоит из двух составляющих, каждая из которых определяется соответствующим потоком

Е_G2=c_en_дФ1+c_en_дФ2=Е1+Е2.

Таким образом, возбудитель по существу представляет собой два возбудителя G2 и G3 (см. рис. 3.12), которые объединены в одну конструкцию, имеют общую обмотку якоря и коллектор, но магнитные системы их раздельные. Ненасыщенные полюсы П1 охватываются только обмоткой независимого возбуждения L2. Магнитный поток полюсов П2 определяется результирующей н.с., создаваемой обмотками независимого возбуждения L2 и дифференциальной L3, из которых вторая действует навстречу первой, так что ее величина отвечает равенству (3.5).

Принципиальная схема включения возбудителя показана на рис. 3.15. Обмотка возбуждения L2 соединена через сопротивления R₁ и R₂ со вспомогательным генератором G3 и возбудителем G2. Напряжение G3, служащего для зарядки аккумуляторной батареи, питания цепей управления, освещения и других вспомогательных цепей, поддерживается постоянным посредством регулятора напряжения UZ. Обмотка L3 включена в цепь тока нагрузки генератора.

Регулируемые сопротивления R₁ и R₂ в цепи обмотки L3 введены для настройки характеристики генератора.

При изменении угловой скорости двигатель-генератора характеристики возбудителя и генератора изменяются, как показано на рис. 3.13б и в.

Возбудитель с радиальным расщеплением полюсов (рис. 3.16) представляет собой шестиполюсный генератор постоянного тока. Магнитная цепь полюсов П1, П2, П4 и П5 выполнена слабонасыщенной, и они в дальнейшем называются ненасыщенными. В полюсах ПЗ и П6 сделаны суженные сечения (магнитные мостики), вследствие чего они при больших н. с. насыщаются и поэтому условно называются насыщенными. Из-за малого насыщения остальных участков магнитной цепи можно при рассмотрении принципа действия возбудителя приближенно принять, что магнитные потоки насыщенных и ненасыщенных полюсов независимы один от другого.

В схеме (рис. 3.17) показаны четыре обмотки возбуждения возбудителя: независимая НВ (L5), параллельная ШВ (L3), дифференциальная ДВ (L4) и последовательная СВ (L2). Первые три обмотки служат для создания гиперболической характеристики генератора, а четвертая – для компенсации размагничивающего влияния якоря.

Обмотки НВ и СВ расположены на ненасыщенных полюсах П1, П2, П4 и П5; обмотки ШВ и ДВ – на насыщенных полюсах ПЗ и П6.

Обмотка независимого возбуждения питается через сопротивление R1 от вспомогательного генератора G3, напряжение которого поддерживается постоянным с помощью регулятора напряжения. Поэтому в ней протекает неизменный ток, не зависящий от угловой скорости и тока генератора.

Обмотка ДВ, включенная параллельно обмотке дополнительных полюсов ДП генератора, действует навстречу обмотке ШВ. Н. с. обмотки ШВ пропорциональна напряжению возбудителя, а обмотки ДВ – току нагрузки генератора. Результирующая н. с. насыщенных полюсов

.

При I_г=0 н.с. насыщенных полюсов имеет наибольшее значение. Магнитный поток насыщенных полюсов направлен так, что их полярность соответствует нормальному чередованию полярности полюсов в обычном генераторе постоянного тока. Якорь возбудителя выполнен с волновой обмоткой, при которой проводники одной секции, присоединенной к коллекторным пластинам, расположены под всеми шестью полюсами и наведенная в них ЭДС зависит от суммы магнитных потоков всех полюсов. При нормальном чередовании полюсов ЭДС, наводимые в секции потоками всех полюсов, имеют одинаковое направление.

При увеличении тока генератора н.с. насыщенных полюсов сначала уменьшается, при некотором токе становится равной нулю и затем (когда н.с. дифференциальной обмотки становится больше н.с. параллельной) результирующая н. с. меняет знак, вследствие чего направление магнитного потока насыщенных полюсов изменяется.

ЭДС возбудителя можно представить равенством

Е_В=с_еп_д(2Ф₁+Ф₂)=Е₁+Е₂.

где Ф₁, Ф₂ – магнитные потоки ненасыщенного и насыщенного полюсов; Е₁, Е₂ – части общей ЭДС возбудителя, зависящие соответственно от потоков ненасыщенных и насыщенных полюсов.

Характеристики возбудителя аналогичны характеристикам, изображенным на рис. 3.13б. Включение основной обмотки насыщенных полюсов на напряжение возбудителя позволяет уменьшить н.с. дифференциальной обмотки вследствие снижения напряжения возбудителя при больших токах генератора. Настройка характеристик осуществляется изменением сопротивлений R1 (характеристика перемещается вверх или вниз) и R2 (характеристика перемещается вправо или влево и изменяет крутизну).

Как и в предыдущем варианте, для получения малых скоростей движения и силы тяги предусматривается введение одной или двух ступеней дополнительного сопротивления в цепи независимой обмотки возбудителя.

Настройка характеристики может осуществляться изменением сопротивлений в цепи параллельной и независимых обмоток.

Из рассмотренных двух типов возбудителей возбудители с радиальным расщеплением более просты, так как насыщенные полюсы отличаются только магнитным мостиком, получаемым при штамповке или дополнительной обработке сердечников. В остальном конструкция полюсной системы и катушек аналогична обычной. В возбудителе с продольным расщеплением сердечники полюсов П1 и П2 должны быть различными по сечению, и одна катушка (ДВ) располагается внутри другой, что несколько усложняет изготовление и сборку машины. Часть активной длины якоря не используется вследствие размещения дифференциальной обмотки между полюсами.

При небольшой мощности возбудителей указанные недостатки не являются решающими и не препятствуют применению обоих типов возбудителей.

 

В передаче мощности переменно-постоянного тока тяговый синхронный генератор и тяговая выпрямительная установка позволяют получить напряжение, которое подводится к тяговым электродвигателям постоянного тока. Выпрямленное напряжение U_d имеет, кроме постоянной составляющей, спектр высших гармонических, частота и амплитуда которых определяются свойствами этой системы. Пульсации выходного тока неблагоприятно сказываются на коммутации тяговых электродвигателей и на КПД передачи мощности, поэтому целесообразно, насколько это возможно, уменьшать их амплитуду и увеличивать частоту.

Одной из наиболее рациональных схем выпрямления тока является трехфазная мостовая схема, обеспечивающая относительно малую амплитуду пульсаций U_d и высокую их частоту. На тепловозах ТЭ109 дважды была применена трехфазная мостовая схема выпрямления с уравнительным реактором L7 (рис. 3.18), где в цепи тяговых электродвигателей протекают лишь 12, 24 и т. д. гармонические составляющие тока, а 16, 18 и т. д. замыкаются во внутреннем контуре ВУ. Двухмостовая схема ВУ (преобразователя) с реактором позволяет также снизить амплитуду пульсаций U_d и повысить их частоту по сравнению с частотой при обычной одномостовой трехфазной схеме. Однако эта схема сложна и требует установки дополнительного оборудования.

Исследования и опыт эксплуатации тепловозов ТЭ109 показали возможность упрощения системы выпрямления тока тягового синхронного генератора за счет отказа от применения громоздкого реактора при сохранении коммутации тяговых электродвигателей на допустимом уровне. Поэтому на тепловозах 2ТЭ116 применена дважды трехфазная мостовая схема системы выпрямления тока без L7. Мосты на стороне выпрямленного тока соединяются между собой параллельно, в то время как каждый из них получает питание от соответствующих статорных обмоток тягового генератора, сдвинутых друг относительно друга на 30° эл.

Дальнейшее совершенствование систем регулирования напряжения тяговых генераторов стало возможным в результате развития полупроводниковой техники, внедрения транзисторных и тиристорных преобразователей и усилителей. Это позволило на тепловозах с электропередачей мощности переменно-постоянного тока применить более современную систему регулирования напряжения тягового генератора, содержащую вместо магнитного усилителя и возбудителя постоянного тока возбудитель переменного тока и тиристорный усилитель, питающий обмотку возбуждения тягового генератора. Но так как требуемые характеристики U_г(I_г, n_д ) должны быть теми же самыми и при новой системе регулирования напряжения генератора, то естественно, что она тоже является комбинированной и построена на основе принципов регулирования по отклонению и по возмущениям и содержит четыре регулятора напряжения тягового генератора:

– по отклонению напряжения от заданного значения;

– по току тягового генератора (или электродвигателей);

– по частоте вращения вала дизель-генератора;

– положению органа топливоподачи дизеля.

Тяговый генератор, приводимый во вращение двигателем внутреннего сгорания (ДВС), вместе с регулятором напряжения по отклонению образуют замкнутую систему регулирования напряжения. Функции регулятора напряжения по отклонению выполняют (рис. 3.19) датчик напряжения UP, селективное устройство СУ, блок управления тиристорным выпрямителем БУВ и управляемый выпрямитель тока возбуждения UZ2, получающий питание от генератора-возбудителя переменного тока G2 и питающий постоянным током обмотку возбуждения L тягового генератора G1.

Генератор вместе с регулятором его напряжения по току образуют разомкнутую систему регулирования напряжения. Функции регулятора напряжения генератора по току выполняют датчик тока, селективное устройство СУ, блок БУВ и выпрямитель UZ2.

Генератор вместе с регулятором его напряжения по частоте вращения вала дизель-генератора образуют разомкнутую систему регулирования напряжения. Функции регулятора напряжения тягового генератора по частоте вращения вала дизель-генератора выполняют возбудитель G2, датчик частоты вращения ДЧВ, селективное устройство СУ и выпрямитель УВВ.

Тяговый генератор вместе с регулятором его напряжения по положению органа подачи топлива в дизель (перемещению реек h_р топливных насосов) образуют разомкнутую систему регулирования напряжения. Функции регулятора напряжения тягового генератора по положению органа подачи топлива в дизель выполняют индуктивный датчик положения реек ДПР, сердечник которого кинематически связан с регулятором частоты вращения вала дизель-генератора РЧВ, селективное устройство СУ, блок БУВ и выпрямитель UZ2.

Выходные сигналы с датчиков напряжения UP и тока IP, блока ДЧВ и датчика перемещения реек ДПР суммируются и сравниваются в селективном устройстве СУ. В результате выходной сигнал СУ i_у, подаваемый в блок БУВ, пропорционален отклонению напряжения тягового генератора от заданного значения, току тяговых электродвигателей, частоте вращения вала дизель-генератора и положению органа топливоподачи дизеля. Характеристика U_г(I_г) при отключенном регуляторе напряжения по положению органа подачи топлива (селективная) более близка к гиперболе, что уменьшает требуемый диапазон изменения выходного сигнала названного регулятора.

Зависимость тока возбуждения тягового генератора в функции тока управления приведена на рис. 3.20.

Селективное устройство обеспечивает необходимую последовательность включения каналов (т. е. включения в работу соответствующих регуляторов напряжения тягового генератора).

Характеристика U_г(I_г) при отключенном регуляторе напряжения по положению органа топливоподачи состоит из трех участков (рис. 3.21): линия АВ – характеристика системы регулирования напряжения по току I_г и частоте n_д; линия BM₁MM₂C – характеристика комбинированной системы регулирования по отклонению напряжения U_г, тока I_г и частоты n_д; линия CD – характеристика системы регулирования по отклонению напряжения U_г и частоты n_д. Эта часть характеристики имеет две особенности: регулятор напряжения по частоте n_д  при больших n_д  не изменяет напряжение, в результате ток I_г также почти не зависит от частоты n_д. Характеристика на BM₁MM₂C является ломаной линией.

Характеристика U_г(I_г) обеспечивается следующим образом. Так как блок БУВ управляется очень малым напряжением (малым током i_у), то канал управления работает при равенстве пар напряжений в устройстве СУ. Если по каким-либо причинам это равенство нарушается, то система регулирования изменяет ток возбуждения тягового генератора таким образом, чтобы восстановить его напряжение. Например, если при работе канала регулятора напряжения по току I_г он возрастает, то это вызывает увеличение тока i_у и точка на характеристике i_в(i_у) переместится из положения 1 в положение 2 (см. рис. 3.20). При этом ток возбуждения i_в и напряжение U_г  уменьшаются, что препятствует увеличению тока I_г. При уменьшении I_г напряжение U_г  увеличивается. В результате работы каналов управления при постоянных значениях сигналов по n_д  и h_p формируется характеристика ABM₁MM₂CD (см. рис. 3.21). Например, в области больших напряжений и малых токов генератора работает только канал управления по отклонению U_г и по частоте n_д. При увеличении тока I_г до значения его в точке С открывается канал управления по отклонению U_г и I_г. При этом отрезок прямой СМ, формируется селективным узлом при преобладании сигнала с датчика напряжения над сигналом с датчика тока. Отрезок прямой М₂М₁ формируется при примерном равенстве сигналов с датчиков напряжения и тока. Точка М соответствует равенству сигналов с датчиков напряжения и тока. Положение точек М₂ и М₁ определяется чувствительностью селективного узла. Отрезок прямой М₁В формируется селективным узлом при преобладании сигнала с датчика тока. При I_г  больше, чем в точке В, закрывается канал управления по отклонению U_г.

При отклонении свободной мощности дизеля от мощности тягового генератора изменяется положение сердечника датчика ДПР и изменяется сигнал управления h_p (см. рис. 3.19). При этом на характеристики U_г(I_г) смещается участок ВМ₁М₂С. Смещение характеристики происходит также при изменении частоты вращения n_ДГ. В этих случаях точки M₁, М₂, В и С смещаются по прямым, параллельным линии ОМ; углы наклона участков ВМ₁, M₁M₂ и М₂C при этом не изменяются.

Характеристика системы U_г(I_г) при выключенном регуляторе напряжения по положению органа подачи топлива получила название селективной. При работе этого регулятора характеристика U_г(I_г) располагается выше селективной (см. рис. 3.21) и на участке В'С' близка к гиперболе, так как при этом мощность тягового генератора равна свободной мощности дизеля, которая мало изменяется при постоянной частоте вращения вала дизель-генератора. На участки АВ' и C¢D характеристики этот регулятор не влияет, так как при этих режимах работы системы он отключен. Кроме того, этот регулятор принудительно выключен на позициях контроллера ниже 5-й (рис. 3.22).

Позиции контроллера машиниста п_к=1…15 соответствуют определённой подачи топлива, а, следовательно – развиваемой дизелем мощности.

При использовании трехобмоточного генератора и других систем, возбуждения, являющихся по существу разновидностями его, характеристики Е_г(I_г) при постоянной угловой скорости будут выпуклыми. При совместной работе такого генератора с дизелем и соблюдении определенных условий можно получить характеристики Е_г(I_г) гиперболического вида, обеспечивающие удовлетворительное использование мощности дизеля. Ниже рассмотрен характер совместной работы дизеля с генератором и условия повышения использования мощности дизеля без применения специальных регулирующих устройств, т.е. при саморегулировании.

На рис. 3.23а линия ABGCD соответствует желательной предельной характеристике (см. рис. 2.12) при номинальной мощности Р_дном дизеля (линия В'G'С' на рис. 3.23б). Для того чтобы обеспечить возможность использования полной мощности дизеля в преде­лах изменения тока генератора от I_гмин до I_гмакс, внутренняя характеристика генератора Е_г(I_г) должна пройти через точки В и С. Пусть линия A₁BFCD₁ представляет собой внутреннюю характеристику генератора при номинальной угловой скорости п_дном дизель-генератора. Соответствующий ей график мощности на валу генератора представлен линией А₁′В'F'С'D₁′ (см. рис. 3.23б).

При токе генератора меньше I_гмин мощность, потребляемая последним, меньше номинальной мощности дизеля. Следовательно, подача топлива должна уменьшаться. То же самое должно происходить при увеличении тока генератора более I_гмакс. Эту задачу выполняет регулятор дизеля, поддерживающий предельную угловую скорость путем изменения подачи топлива. Примем, что регулятор настроен на номинальную угловую скорость дизеля. Следовательно, при токах нагрузки I_г < I_гмин и I_г > I_гмин  дизель работает при постоянной скорости, и его мощность определяется характеристикой генератора.

При токах I_гмин и I_гмакс мощность, потребляемая генератором, равна свободной мощности дизеля. При I_гмин<I_г<I_гмин она при постоянной угловой скорости превышает номинальную мощность последнего. Если при этом регулятор дизеля будет увеличивать подачу топлива, реализуемая мощность будет соответствовать линии С'F'В' (см. рис. 3.23б), но по условию, номинальная мощность является предельной, ее превышение недопустимо. Поэтому на регуляторе дизеля должен быть предусмотрен упор, не позволяющий увеличивать мощность выше номинальной, что является обязательным условием при генераторе с выпуклой характеристикой. Таким образом, в рассматриваемом диапазоне токов нагрузки, охватывающем практически весь диапазон работы дизель-генератора при движении поезда, регулятор дизеля бездействует, и режим работы дизель-генератора определяется саморегулированием.

В рассмотренных системах возбуждения магнитный поток и момент генератора увеличиваются с повышением угловой скорости. При токе I_гмин по условию

М_г=М_{д ном} ,

где М_дном – момент, передаваемый дизелем на вал генератора при номинальной мощности.

Следовательно, линия QC" (рис. 3.24) момента генератора должна проходить через точку С" номинального режима (М_дном,n_дном) дизеля.

Если ток генератора увеличивается, мощность, потребляемая им при номинальной угловой скорости, повышается по линии С'F'В' (см. рис. 3.23б) и пропорционально ей растет момент генератора при той же угловой скорости, т. е. характеристика момента перемещается вверх. Форма и наклон ее могут при этом несколько измениться, но это не имеет существенного значения. Наибольшая величина момента (точка F") соответствует наибольшему значению мощности (точка F') при токе I_г1 и неизменной угловой скорости n_дном.

В результате перегрузки дизеля его угловая скорость начинает уменьшаться, при n_д1 момент генератора вновь становится равным моменту дизеля и наступает новый установившийся режим работы, соответствующий точкам К (см. рис. 3.23а), К' (см. рис. 3.23б) и К'' (см. рис. 3.24). При дальнейшем увеличении тока отклонение мощности, момента и угловой скорости уменьшаются. При токе I_гмакс характеристика генератора опять пересекает характеристику дизеля в точке С". Вследствие уменьшения угловой скорости при неизменной подаче топлива реализуемая мощность дизеля снижается и зависимость мощности дизеля от тока при совместной работе дизеля и генератора изображается линией А₁'В'К'С'D₁′ (см. рис. 3.23б). Реализуемая характеристика Е_г(I_г) генератора соответствует линии А₁BKCD₁ Она имеет форму, более близкую к гиперболе, чем внутренняя характеристика при постоянной скорости, и расположена ниже линии постоянной мощности.

Совместная работа дизель-генератора при ограниченной подаче топлива и выпуклой внутренней характеристике генератора стала возможной вследствие того, что линия RF" момента генератора пересекла характеристику дизеля. Если бы момент генератора не зависел от угловой скорости или линия RF" была бы столь пологой, что не пересекла бы характеристики дизеля, то при увеличении тока более I_гмин угловая скорость продолжала бы снижаться до остановки дизеля. Таким образом, возможность работы дизель-генератора без регуляторов зависит от взаимного расположения характеристик двигателя и генератора.

Свойство агрегата приходить к установившемуся режиму без принудительного регулирования называется в теории автоматического регулирования самовыравниванием, или саморегулированием.

Задача повышения использования полной мощности при саморегулировании заключается в уменьшении наибольшего отклонения угловой скорости Δn_д1 которое можно осуществить двумя способами:

1. Увеличением крутизны кривой М_г(n_д). Для этого при одинаковой  внешней характеристике и, следовательно, неизменном максимальном отклонении F"С" (рис. 3.24) момента генератора нужно изменять последний не по линии С"Q, а, например, по линии С"Q₁; т. е. увеличить коэффициент саморегулирования. Тогда отклонение угловой скорости составит Δn_д2;

2. Уменьшением максимального отклонения момента при I_г1,например до С"L" вместо С"F". Для этой цели необходимо изменить форму характеристики Е_г(I_г) генератора. Например, характеристика MBLCN (см. рис. 3.23а) обеспечивает использование полной мощности для тех же пределов изменения тока генератора, как и характеристика А₁BFCD₁, но превышение L'G' мощности при номинальной скорости и соответствующее превышение L"С" момента генератора над номинальными меньше, чем в предыдущем варианте. Подбором степени магнитного насыщения и параметров обмоток можно, в частности, ограничить наибольшее отклонение угловой скорости равным Δn_д2.

В большинстве систем саморегулирования используются оба эти способа. По терминологии теории автоматического регулирования первый способ является использованием собственно саморегулирования путем увеличения коэффициента саморегулирования. Второй способ может быть назван компенсацией возмущения, так как заключается в уменьшении отклонений момента генератора, вызываемых внешним возмущением — изменением тока нагрузки. Гиперболическая характеристика зависимости магнитного потока генератора от тока нагрузки является условием полной компенсации возмущений по току нагрузки, так как при этом момент генератора остается постоянным при изменении тока.

Характер зависимостей Е_г(I_г) и М_г(n_д) существенно влияет и на другие параметры работы теплового двигателя.

При рассмотренных выше характеристиках генератора А₁BFCD₁ (см. рис. 3.23а) и C"Q (см. рис. 3.24) дизель работает в диапазоне угловых скоростей от n_д1 до n_д по своей внешней характеристике, т. е. при полной подаче топлива. Для некоторых тепловозных дизелей работа с полной подачей топлива при значительном снижении угловой скорости недопустима вследствие уменьшения давления наддува и других причин.

При характеристике момента генератора C"Q₁ площадь C"Q₁R₁F" охватывает все режимы работы теплового двигателя, которые могут быть реализованы при данном генераторе. При такой характеристике дизель даже при самых малых нагрузках вынужден работать с высокой угловой скоростью. Это может вызвать повышенный износ деталей дизеля (подшипников, шатунов, поршневых колец и т. д.).

Если область возможных моментов генератора изображается площадью C"QR F", то в отношении износа дизеля такая характеристика более благоприятна, так как частичные нагрузки реализуются при пониженных угловых скоростях. Если линия наибольшей экономичности дизеля соответствует линии TS, то область работы дизеля в данном примере располагается более близко к ней, чем при генераторе с характеристикой C"Q₁ и поэтому работа дизеля при пониженной мощности более экономична.

Обратите внимание на лекцию "24 Зарубежный опыт охраны окружающей среды".

При сравнении между собой внешних характеристик А₁BFCD₁ и MBLCN (рис. 3.23) легко заметить, что первая является более благоприятной в отношении пусковых характеристик, так как ток генератора, а, следовательно, и пусковая сила тяги меньше изменяются при изменении напряжения генератора. Она благоприятнее также и по более четкому ограничению максимального тока и напряжения.

Отсюда следует, что при выборе характеристик генератора, зависящих от выбора системы возбуждения, параметров обмоток и насыщения магнитной цепи последних, следует учитывать характеристики и особенности работы дизеля, назначение и условия работы локомотива.

Особенностью совместной работы газотурбинной установки и генератора является то, что при снижении угловой скорости одновальной газотурбинной установки (ГТУ) во избежание повышения температуры газов на входе в турбину подачу топлива нужно снижать. Вследствие этого крутящий момент М_д на валу ее будет уменьшаться (рис. 3.25). В результате мощность ГТУ резко падает с уменьшением угловой скорости и при этом существенно снижается ее КПД. Поэтому для ГТУ требуется более резкое уменьшение момента и магнитного потока генератора при снижении угловой скорости.

Увеличивать крутизну линии М_г(n_д) необходимо также, чтобы обеспечить наибольшую экономичность работы при пониженной мощности вследствие большой крутизны линии наибольшей экономичности ГТУ. Кроме мер, рассмотренных выше, для этой цели может быть предусмотрено изменение возбуждения возбудителя в зависимости от угловой скорости. Для компенсации влияния тока нагрузки на момент генератора желательно применение систем возбуждения, обеспечивающих гиперболическую характеристику.

При ГТУ со свободной тяговой турбиной условия использования полной мощности значительно облегчаются, так как при относительно больших отклонениях угловой скорости тяговой турбины и генератора мощность и КПД ГТУ меняются мало. Кроме того, момент тяговой турбины существенно увеличивается при уменьшении угловой скорости, вследствие чего отклонение угловой скорости при совместной работе с генератором относительно мало. По условиям экономичности работы при пониженной мощности ГТУ со свободной турбиной мало отличается от одновальной, так как снижение мощность достигается посредством уменьшения угловой скорости турбокомпрессора и подачи топлива, причем линия наибольшей экономичности, являющаяся графиком зависимости мощности или момента ГТУ от угловой скорости турбокомпрессора, по крутизне близка к линии наибольшей экономичности одновальной ГТУ.

Поэтому для двухвальной ГТУ зависимость магнитного потока генератора от скорости тяговой турбины не имеет решающего значения, но с уменьшением скорости турбокомпрессора магнитный поток должен снижаться достаточно резко.