Сопротивления воздушного

В системах электроснабжения обычно имеют место переходы от линии с одним волновым сопротивлением к линии с другим волновым сопротивлением, например, переход воздушной линии в кабельную или обратно, переход от кабельной линии к обмотке аппарата и др. Волновые сопротивления участков таких цепей могут очень сильно отличаться друг от друга, например, волновое сопротивление кабельной линии в несколько раз меньше волнового сопротивления воздушной. В этих случаях имеет место не только преломление волн — прохождение их в прямом направлении, но и отражение от места перехода.

Подставляя значения LQ и Со в (11 — 2), получим выражение для волнового сопротивления воздушной линии

9.25. Сопротивления воздушной бронзовой линии длиной / = = 250 км были измерены при частоте / = 800 Гц, холостом ходе и коротком замыкании и оказались равными:

11.41. Рассчитать автотрансформатор ( 11.19) для согласо- а) вания модуля волнового сопротивления воздушной линии ZBl = = 600 Ом с модулем волнового сопротивления кабеля 2В2= = 200 Ом в диапазоне частот 300 — 10 000 Гц.

12.31. Сопротивления воздушной бронзовой линии длиной / = = 250 км были измерены при частоте / = 800 гц, холостом ходе и коротком замыкании и оказались равными:

14.47. Рассчитать автотрансформатор 14.23 для согласования модуля волнового сопротивления воздушной линии 2в1 = 600 ом, с модулем волнового сопротивления кабеля \ZBz\ = 200 ом в диапазоне частот 300 — 10 i

где лов, j^ok — удельные реактивные сопротивления воздушной и кабельной линий.

Допущения, принимаемые при определении погонного активного сопротивления воздушной линии, в случае КЛ являются неприемлемыми. Во-первых, влияние поверхностного эффекта и эффекта близости (особенно в жилах крупных сечений) является весьма существенным, и соответственно активное сопротивление значительно отличается от электрического сопротивления постоянному току (омического). Во-вторых, кабельные линии, как правило, работают при максимально допустимых или близких к ним температурах нагрева жил до 90 °С, и пренебрежение их отличием от 20 °С вносит заметную погрешность. Кроме того, помимо потерь активной мощности непосредственно в жилах в кабеле имеют место потери и в других металлических элементах (экранах, оболочках, броне), которые необходимо учитывать при определении эквивалентного погонного активного сопротивления (см. § 51.4).

Если в магнитное поле ввести замкнутое полое железное тело ( 258), то стенки тела и полость с воздухом можно рассматривать как магнитопроводы, соединенные параллельно. Но для воздуха (1=1, а для железа р, достигает многих тысяч. Поэтому магнитное сопротивление стенок тела будет гораздо меньше сопротивления воздушной полости, весь магнитный поток пройдет практически сквозь стенки, а внутри полости магнитное поле будет сильно ослаблено. Этим пользуются для устройства магнитной защити: для предохранения чувствительных приборов от действия магнитного поля их окружают железными перегородками или помещают внутрь замкнутых железных ящиков.

В телемеханике при передаче информации количественного характера частотный диапазон изменений контролируемых величин частично совпадает с частотным диапазоном изменений параметров канала связи и элементов телемеханической аппаратуры. Это не имеет места в связи. Так, при телеизмерениях необходимо передавать значения, которые изменяются с частотами Ю-2—10~5 гц; изменения параметров каналов связи (например, изменение сопротивления воздушной линии при изменении температуры в результате смены дня и ночи или изменение сопротивления изоляции в результате дождя) происходят с частотами того же порядка.

Как видно из выражений для Хм.э и R63 угол сдвига фаз ср зависит от параметров экранирующего витка (прежде всего, его омического сопротивления гэ) и от магнитного сопротивления воздушного зазора под экранированной частью полюса #бэ, которое пропорционально величине воздушного зазора.

Коэффициент, учитывающий увели- ?51 = 1 + bmij(tl — &Ш1 + 58t1/blm) чение магнитного сопротивления воздушного зазора вследствие зубча- (9-116) того строения статора То же, с учетом ротора ki2 == 1 + 6шг/(/г - Ьшг + Шг/Ьшг)

шение магнитного" сопротивления воздушного зазора при наличии радиальных каналов на статоре или на роторе

Коэффициент, учитывающий увеличе- ?6д2 — по (10-166) вне магнитного сопротивления воздушного зазора вследствие зубчатого строения якоря

Коэффициент, учитывающий уменьше- &„.д — по (10-168) ние магнитного сопротивления воздушного зазора при наличии радиальных каналов в сердечнике якоря

зависит от магнитного сопротивления воздушного зазора RM „ =

материал и вызывает образование в поверхностном слое материала токопроводящей перемычки между электродами. Сопротивление этой перемычки меньше сопротивления воздушного промежутка между электродами, вследствие чего последний шунтируется низким сопротивлением перемычки и дуга гаснет. Таким образом, момент появления перемычки фиксируется по погасанию дуги. Параметрами дугостойкости в этом случае являются ток дуги /д и время ^д, необходимое для образования проводящей перемычки на образце между стандартными электродами.

Кроме увеличения магнитного сопротивления воздушного зазора зубчатость якоря вы- 2.9. Формы пазов якоря зывает неравномерность индукции на поверхности полюсного наконечника. В местах, расположенных напротив зубцов, индукция больше, чем в местах напротив пазов. При вращении якоря происходит перемагничивание поверхности полюсного сердечника, вследствие чего в нем возникают поверхностные потери.

Методика Р. Рюденберга дает завышенное значение магнитного сопротивления воздушного зазора, так как исходные положения этой методики неверны. Экспериментальные исследования показывают, что распределение индукции в воздушном зазоре под массивным полюсом хотя и неравномерно, но в значительно меньшей степени, чем это предположил Р. Рюденберг. Установлено также, что глубина проникновения магнитного потока Д почти не зависит от размера воздушного зазора уже на расстоянии нескольких миллиметров от зазора.

Чтобы избежать трудностей, связанных с изменением результирующего сопротивления воздушного зазора при различных режимах работы машины, при анализе работы явнополюсной синхронной машины используют так называемый метод двух реакций. Согласно этому методу МДС якоря Fa в общем случае представляют в виде сум-

При частоте более 3000 Гц целесообразно применять индукторные генераторы с гребенчатыми выступами на статоре ( 10.12, а). В таком генераторе на статоре-и роторе имеются зубцы с одинаковыми зуб-цовыми делениями. Обмотки возбуждения и якоря расположены на статоре в больших пазах, между которыми образуются выступы, называемые полюсами статора. Катушки обмоток статора охватывают два таких полюса, причем обмотки якоря и возбуждения сдвинуты одна относительно другой на половину полюсного деления. Зубцы соседних полюсов статора сдвинуты относительно зубцов ротора на половину зубцового деления. Обмотка возбуждения создает магнитный поток Фв, который делится между двумя полюсами на неравные части Фщ и Фв2 ( 10.12, б), так как магнитные сопротивления воздушного зазора между статором и ротором для различных полюсов будут неодинаковыми. В момент времени, соответствующий изображенному на 10.12, поток ФВ1 значительно больше потока ФВ2, так как под полюсом, через который проходит поток ФВ1, зубцы статора находятся против зубцов ротора. В то же время под соседними полюсами зубцы ротора располагаются против впадин, имеющихся на статоре, при этом магнитное сопротивление воздушного зазора максимально. При повороте ротора на половину зубцового деления поток ФВ2 становится максимальным, а поток Фв1 — минимальным. Таким образом, потоки ФВ1 и ФВ2 пульсируют с частотой /! = г2п2/60 и индуктируют в обмотке якоря ЭДС