Расчет и выбор обмотки управления реле напряжения

Требуется выбрать параметры обмотки управления реле напряжения на четырех герконах типа КЭМ-1 с внутренним их расположением. Напряжение управления U_у = 60 В постоянного тока.

Из конструктивных соображений выбираются размеры обмотки управления: l_k = 35 мм; внутренний диаметр обмотки для четырех расположенных внутри нее герконов

d_в ≈ 2 (∆_k + ∆) + d_г (1 + √2), (3.11)

где d_г =5,4 мм - диаметр баллона геркона [8];. ∆_k и ∆ - толщина каркаса катушки и зазор между герконами и каркасом.

Примем ∆_k = 3 мм; ∆ = 0,25 мм

d_в ≈ 2 (3 + 0,25) + 5,4 (1 + √2) ≈ 20 мм

Для определения наружного диаметра обмотки d_k необходимо рассчитать или задаться толщиной обмотки h_k. Оптимальная толщина обмотки зависит от размеров геркона и внутреннего ее диаметра. В общем случае ее можно ориентировочно принять [8]:

, (3.12)

где L = 80 мм - полная длина герконов [7]; n = 4 - число герконов в реле.

h_k ≈ 0,375·5,4 (80+3,14·5,4) √435 ≈ 6 мм

Тогда нужный диаметр обмотки

d_н = d_в +2 h_k = 20 + 2·6 = 32 мм . (3.13)

Подсчитывается удельное сопротивление провода обмотки при допустимом для выбранного класса изоляции превышении температуры τ_доп (обычно τ_доп = 50°С)

= (1+ ∆Т), (3.14)

где ∆Т = τ_доп + Т _окр -Т_к - изменение температуры обмотки по отношению к Т_0; = 1,75 * 10^-8 Ом м - удельное электрическое сопротивление медного провода при температуре Т. = 20°С; Т _окр - температура окружающей среды - температурный коэффициент сопротивления; для меди а =0,0043.

= 1,75·10^-8 [1+0,0043 (50+35-20)] = 2,2·10^-8 Ом•м

Определяется рабочая МДС обмотки реле.

Для надежной работы герконов рабочая МДС обмотки реле F_р должна быть больше МДС срабатывания одного геркона F_сраб;

F_р = K_F K_п F_сраб , (3.15)

где F_сраб = 110 А - для геркона КЭМ-I; K_f =1,3-1,5 - коэффициент эапаса по МДС срабатывания одного геркона; K_n = - коэффициент, учитывающий взаимное влияние герконов.

F_р = 1,4 ³ = 277 А

Диаметр провода обмотки без изоляции

. (3.16)

.

Выбирается провод ПЭВ-2, диаметр которого без изоляции d_пр = 0,1 мм, диаметр о изоляцией d_пз = 0,13 мм, площадь поперечного сечения q = 0,00785 м²; k_з.м. = 0,36 - коэффициент заполнения по меди (табл.1.4).

Число витков обмотки

(3.17)

Сопротивление обмотки

r_об = π W d _к / q_{пр ,} (3.18)

где d_k = d₁+ h_k - средний диаметр обмотки.

r_об = 0, 0222·3,14·9600·25·10^-3 /0, 00785 = 2113,2 Ом

Установившееся превышение температуры τ_р обмотки над температурой окружающей среды

τ_р = (U d_пр) ²/ [4 πwk_t ρ_t l_k d_k (d_k + h_k)], (3.19)

где k_T = 10Вт /м² С – коэффициент теплоотдачи.

. (3.20)

Если по расчету получилось τ_р > τ_доп, то необходимо увеличить диаметр d_пр провода обмотки или использовать изоляцию следующего класса теплостойкости.

Ток обмотки управления

I_у = U_у / r_об = 60/2113,2 = 0,028 А. (3.21)

КОНТРОЛЬНОЕ ЗАДАНИЕ № 4

РАСЧЕТ, ВЫБОР ПРЕДОХРАНИТЕЛЕЙ

И АВТОМАТИЧЕСКИХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ

Исходные данные

Упрощенная схема питания основных видов потребителей с использованием рубильников Q и предохранителей FU приведена на рис. 4.1, а, с использованием автоматических выключателей QF – на рис. 4.1, б.

Рис. 4.1. Электрическая схема питания потребителей с защитой на предохранителях (а) и автоматических выключателях (б)

Таблица 4.1

Продолжение таблицы 4.1

Напряжение сети 380 В. Нагрузка представляет собой омическую EK и индуктивную: двигатель постоянного тока М1, асинхронный двигатель с фазным ротором М2, асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором М3. Коэффициент перегрузки по току λ = I_{пусковой}/I_{номинальный} составляет для ДПТ λ = 2,5, для АДФ λ = 1,8, для АДК λ = 6. Номинальные токи нагрузки I_ном для различных вариантов контрольного задания приведены в табл. 4.1. Для данного контрольного задания номер варианта выбирается по двум последним цифрам шифра, если число превосходит максимальное количество вариантов, равное тридцати, то из этого числа вычитается число кратное тридцати.

Содержание работы

4.2.1. Рассчитать максимально-токовую защиту, выполненную на предохранителях (рис. 4.1, а) и произвести [1, 2, 8] выбор предохранителей.

4.2.2. Рассчитать тепловую и максимально-токовую защиты, выполненные на автоматических выключателях (рис. 4.1, б), произвести [1, 2, 8] выбор автоматических выключателей.

4.3. Указания к выполнению задания

4.3.1. Предварительный расчет

Определяем параметры нагрузки, в данном случае номинальные токи, а также пусковые токи двигателей (действующие значения):

для ДПТ (4.1)

(4.2)

для АД (4.3)

(4.4)

где – кратность пускового тока к номинальному (справочные данные для электродвигателя).

Максимально возможный пусковой ток двигателей

для ДПТ

(4.5)

для АД

(4.6)

где 1,2–1,4 – коэффициент запаса, учитывающий увеличение пускового тока при повышении напряжения сети и других факторах.

Для выбора аппаратов защиты необходимо также предварительно рассчитать токи короткого замыкания в цепи при максимальном режиме ра-боты питающей энергосистемы. Определяющим в расчетах токов короткого замыкания (КЗ) при выборе защитной аппаратуры, проверке селективности ее работы и оценке отключающей способности аппаратов защиты является трехфазный ток КЗ. При выборе защиты, установленной в начале линии, необходимо знать двухфазный ток КЗ на зажимах двигателя в сети с изолированной нейтралью и однофазный ток КЗ на зажимах двигателя в сети с заземленной нейтралью, кроме того, однофазные и двухфазные токи КЗ используются для проверки чувствительности аппаратов защиты [9].

Токи КЗ могут быть рассчитаны для заданной схемы электроснабжения или определены по расчетным кривым для широко распространенных типов трансформаторов, по известной мощности энерго-системы, по параметрам соединительных кабелей с учетом и без учета токо-ограничивающего действия дуги в месте повреждения [9]. При этом обычно не учитывается активное сопротивление энергосистемы и сопротивления шин, а переходное сопротивление в месте контакта принято равным 15 мОм.

Таким образом, ток КЗ может быть рассчитан, если известны пара-метры соединительных кабелей и энергосистемы. Согласно [9] по номинальному току нагрузки выбирается тип соединительного кабеля, его сечение и удельное сопротивление кабеля, что дает возможность определить [11] активное и индуктивное сопротивления кабелей

(4.7)

(4.8)

где , – активное и индуктивное удельные электрические сопротивления кабелей;

– длина соединительного кабеля.

Параметры энергосистемы и питающего трансформатора находим, используя данные [10, 11]. Расчетное значение мощности вторичной обмотки трансформатора

(4.9)

где – число фаз трансформатора;

– фазные полные ток и ЭДС вторичной обмотки трансформатора.

Активное и полное сопротивление фазы вторичной обмотки трансформатора

(4.10)

(4.11)

где – потери короткого замыкания;

– напряжение короткого замыкания трансформатора (в процентах от номинального).

Получим индуктивное сопротивление фазы вторичной обмотки трансформатора

(4.12)

На практике индуктивное сопротивление энергосистемы (первичной цепи трансформатора) задается в соотношении с индуктивным сопротивлением вторичной обмотки трансформатора, а активным сопротивлением энергосистемы пренебрегают. Принято считать / равным 2; 1; 0,1 по мере роста мощности энергосистемы [10].

При расчете тока КЗ необходимо также учесть переходное сопротивление контактов в местах соединения кабелей и аппаратов. Часто в цепях низкого напряжения переходное сопротивление контактов соизмеримо или превосходит сопротивление кабелей, энергосистемы и трансформатора. Учитывать переходное сопротивление контактов крайне сложно [1]. Поэтому оно принимается равным 15 мОм, если его значение не известно или трудно определимо [10].

Суммарные активное и индуктивное сопротивления от трансформатора до места КЗ (в данном случае до двигателя):

(4.13)

(4.14)

Модуль полного сопротивления одной цепи до места короткого замыкания составит:

(4.15)

Ток трехфазного КЗ равен:

(4.16)

Ток двухфазного КЗ в сетях с изолированной нейтралью:

(4.17)

Ударный ток КЗ определим как

(4.18)

где – ударный коэффициент, определяемый по соотношению согласно [10].

4.3.2. Расчет и выбор предохранителей

Предохранитель не должен сработать при номинальном токе нагрузки , поэтому выполняется условие

< , (4.19)

где – пограничный ток плавкой вставки предохранителя, определяемый по эмпирическим формулам или времятоковыми характеристиками [7, 8].

Для лучшей защиты величина пограничного тока предохранителя должна выбираться возможно ближе к . Предохранитель не обеспечивает надежной защиты двигателя от токов перегрузки из-за нестабильности время-токовой характеристики и необходимости учета пусковых токов. Учитывая эти особенности, выбирают для медной вставки / а для легкоплавкой вставки 1,2–1,4.

Расчет максимально-токовой защиты на предохранителях можно выполнить приближенно.

Номинальный ток плавкой вставки для осветительной нагрузки с активным сопротивлением определяется по номинальному току нагрузки

. (4.20)

Для асинхронного двигателя с фазным ротором (АДФ) и двигателя постоянного тока (ДПТ), если I_пуск ≤ , плавкую вставку можно выбирать из условия

(1–1,25) (4.21)

Для двигателей с большими пусковыми токами (I_пуск ≥ ), с небольшим числом включений и легкими условиями пуска (продолжительность пуска не более 5с.) ток плавкой вставки определяется по формуле

(4.22)

при тяжелых условиях пуска или большой частоте включений

(4.23)

Для двигателей, работающих в повторно-кратковременном режиме, за номинальный ток принимается ток в режиме ПВ=25%.

Плавкие вставки предохранителей для группы электрических приемников выбираются из условия одновременной работы наибольшего количества приемников и пуске двигателя с максимальным пусковым током

(4.24)

Наряду с проверкой плавкой вставки по условию пуска или кратковременной перегрузки необходимо проводить проверку по условиям корот-кого замыкания. Допускается применение предохранителей при кратностях / ≥3, однако желательно, чтобы выполнялось условие / ≥10.

4.3.3. Выбор автоматического выключателя

Необходимо выбрать автоматический выключатель с максимально-токовым и тепловым расцепителями.

Номинальное напряжение выключателя и число главных контактов должно соответствовать заданным.

Современные автоматические выключатели имеют встроенные расцепители, устанавливаемые заводом-изготовителем и рассчитанные на заданные номинальные токи. Номинальный ток расцепителя может отличаться от номинального тока выключателя , но не превосходит его. Поэтому выбор выключателя производится по номинальному току его расцепителя.

Номинальный ток комбинированного расцепителя выбирается из условия

(4.25)

Выключатели с максимально токовым расцепителем снабжены отсечкой, кратность уставки которой по отношению к номинальному току расцепителя отстраивается от максимально возможного превышения тока над номинальным значением в процессе нормальной работы потребителя

(4.26)

где 1,2–1,8 – коэффициент запаса превышения максимального тока.

Для группы двигателей

(4.27)

для схем управления электроприводами

(4.28)

где – суммарный номинальный ток катушек максимального количества одновременно включенных в схеме управления.

Для асинхронного двигателя отсечка выключателя может быть отстроена [10] от амплитудного ударного пускового тока (1,2–1,4) на 10–20% превышая его значение

≥(1,1–1,2) . (4.29)

Номинальная отсечка автоматического выключателя должна быть не меньше , но не должна превышать минимального значения тока КЗ в цепи

< . (4.30)

Таким образом, кратность уставки тока отсечки к номинальному току расцепителя должна находиться в пределах

< . (4.31)

Предельная коммутационная способность выключателя должна превышать ток короткого замыкания.

Тепловой элемент комбинированного расцепителя проверяется по номинальной уставке на ток срабатывания теплового расцепителя. Номи-нальная уставка на ток срабатывания теплового расцепителя выключателя равна среднему значению между током несрабатывания расцепителя – 1,1I_{ном р} и нормированным значением тока срабатывания – 1,45I_{ном р}

(4.32)

Время срабатывания теплового расцепителя автоматического выключателя находится из его защитной характеристики по току перегрузки, длительно протекающему в цепи и проверяется условие согласования нагрузочной характеристики двигателя и защитной характеристики выключателя. При пуске двигателя время срабатывания должно быть больше времени пуска ненагруженного двигателя, т. е.

> . (4.33)

Если это условие не выполняется, то необходимо изменить в пределах регулирования тока несрабатывания или заменить тепловой нагревательный элемент.

КОНТРОЛЬНОЕ ЗАДАНИЕ № 5.

РАСЧЕТ И ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ МАГНИТНОГО УСИЛИТЕЛЯ С САМОНАСЫЩЕНИЕМ

Исходные данные

Тороидальный магнитный усилитель выполнен по двухполупериодной мостовой схеме с нагрузкой на постоянном токе (рис. 5.1). Частота питающего напряжения f=50 Гц, а допустимое превышение температуры обмотки над окружающей средой =50 ^оС. Исходные данные приведены в табл. 5.1.

Содержание работы

5.2.1. Объяснить принцип работы магнитного усилителя [1, 2].

5.2.2. Рассчитать магнитопровод и принять ближайший стандартный

размер.

5.2.3. Рассчитать обмотку переменного тока.

5.2.4. Выбрать выпрямители для рабочей цепи.

5.2.5. Рассчитать обмотки управления и смещения.

Рис. 5.1. Схема двухполу-периодного МУС с нагрузкой на постоянном токе

5.2.6. Построить графики зависимости I_H= f (H_Y), I_H= f (I_Y) без учета обмотки смещения и I_H = f (I_Y) – с учетом обмотки смещения.

5.2.7. Проверить возможность размещения обмоток на магнитопроводе.

5.2.8. Проверить обмотки на нагрев.

5.2.9. Определить коэффициент усиления МУ по току , напряжению , мощности , кратности изменения тока нагрузки _{кр. тока}.

5.2.10. Определить постоянную времени МУ.

Таблица 5.1

5.3. Указания к выполнению задания

5.3.1.Расчет МУС

Расчет МУС (рис. 5.1.) производят исходя из заданных мощностей Р_Н, тока нагрузки I_H, тока управления I_Y, коэффициента усиления мощности , частоты питающего напряжения f, превышения температуры над окружающей средой τ.

5.3.2.Выбор магнитопровода

Отдаваемая нагрузке усилителя мощность

, (5.1)

где – коэффициент формы тока, протекающего через рабочую обмотку

( = для схемы рис. 3.1); β – коэффициент, характеризующий часть напряжения, которая приложена к дросселю в режиме максимальной отдачи; δ – плотность тока; B_m – максимальная индукция; S_мр – сечение меди рабочей обмотки; S_c – сечение магнитопровода.

Принимают, что все окно занято рабочей обмоткой, так как обмотка управления занимает малую часть окна, тогда

, (5.2)

где k_сх. – коэффициент схемы (k_сх.= 1 для рис. 3.1.).

Вначале ориентировочно задаемся величинами η, β, B_m и δ (по табл. 5.2, 5.3). Когда требуется высокий коэффициент усиления по мощности k_p, рекомендуется применять сплавы марок 50НП и 65НП. Необходимые данные для расчета МУС из различных материалов приведены в [7, 8]. Согласно величине S_cS_м выбирают близкий по параметрам сердечник из ряда стандартных тороидальных ленточных сердечников (табл. 5.4). В обозначении типа магнитопровода первая цифра соответствует величине внешнего диаметра МУ в мм, вторая – внутреннего диаметра МУ, третья – высоте сердечника МУ.

Таблица 5.2

Материал	Bm, Т
Сплав марки 65НП	0,9 – 1,1	0,9 – 0,95
Сплав марки 50НП	1,1 – 1,3	0,85 – 0,9
Холоднокатаные стали марок 3310, 3320, 3330, 3370, 3380 и др.	1,3 – 1,7	0,75 – 0,85

Геометрические параметры этих сердечников рассчитаны для принятых коэффициентов заполнения по стали k_зс и по меди k_зм:

; (5.3)

Таблица 5.3

δ, А/мм2	f = 50 Гц
η	Рн
3,75	0,56	0,013
3,75	0,68	0,023
3,54	0,74	0,041
3,36	0,76	0,061
3,36	0,83	0,100
3,18	0,85	0,138
2,96	0,86	0,180
2,84	0,89	0,303
2,66	0,90	0,455
2,50	0,92	0,710
2,37	0,93	1,020

(5.4)

где D, d, в – соответственно внешний диаметр, внутренний диаметр и высота сердечника (рис. 3.2); d₀ – диаметр МУ до ближнего края обмотки; d₀ определяется типом намоточного станка, где d₀/d = 0.3–0.5.

Таблица 5.4

Тип магнитопровода	ℓ0, 10-2м	ℓм, 10-2м	Sc, 10-4м2	Sм, 10-4м2	Sc Sм, 10-8 м4
ОЛ40/56-12,5	15,0	7,10	0,85	2,83	2,40
ОЛ40/64-12,5	16,3	7,78	1,28	2,83	3,62
ОЛ45/70-16	18,0	8,95	1,70	3,58	6,09
ОЛ50/70-25	18,8	10,8	2,12	4,42	9,37
ОЛ50/80-25	20,5	11,6	3,18	4,42	14,1
ОЛ56/90-25	22,8	12,4	3,61	5,55	20,0
ОЛ64/100-25	25,7	13,2	3,82	7,25	27,7
ОЛ70/110-32	28,2	15,4	5,44	8,67	47,1
ОЛ80/128-32	32,6	17,0	6,54	11,3	74,0
ОЛ90/140-40	36,2	19,5	8,50	14,3
ОЛ100/160-40	41,0	21,5	10,2	17,7

а) б)

Рис. 5.2. Разрез обмотки тороидального усилителя: а) – действительное сечение, б) – расчетное

После выбора реальных параметров сердечника производят уточненный расчет δ и η.

Максимальное нагревание магнитного усилителя обусловлено потерями в рабочей обмотке при протекании тока нагрузки, так как потерями в стали и в обмотке управления можно пренебречь. Используя закон Ньютона, получают уточненную допустимую плотность тока:

Δ = , (5.5)

где k_T = 10–13 Вт/(м² ) – коэффициент теплопередачи [1, 2];

S_охл = S_{боковой} + S_{торцевой} – поверхность охлаждения обмоток; ρ = 2,3×10^-8 Ом·м – удельное сопротивление меди для нагретой обмотки; l_мр – средняя длина витка рабочей обмотки (l_мр ≈ l_м, табл. 3.4); d – внутренний диаметр сердеч-ника, м; δ – в А/мм².

КПД магнитного усилителя уточним по формуле:

η = I – , (5.6)

где S_c – берут по табл. 5.4 или 5.3.

По уточненным значениям параметров δ и η рассчитывают вновь S_c S_м и определяют, обеспечивает ли выбранный сердечник необходимое значение этого произведения. Мощность МУС проверяют еще раз с использованием реальных величин η, δ и S_мS_c.

5.3.3.Расчет параметров обмотки

Напряжение на нагрузке:

U_н = . (5.7)

Действующее значение напряжения источника питания:

= , (5.8)

где = 1,11 – коэффициент схемы [1, 2].

Число витков рабочей обмотки:

. (5.9)

Сечение провода рабочей обмотки

, (5.10)

где – действующее значение тока в рабочей обмотке при двухполупериодной схеме.

Выбирают провод. Активное сопротивление рабочей обмотки:

R_p = . (5.11)

Реальный КПД:

, (5.12)

где R_н = U_н/I_н – активное сопротивление нагрузки.

Потери в рабочей обмотке:

. (5.13)

5.3.4. Выбор выпрямительной рабочей цепи

Прямой ток через каждый вентиль равен половине тока нагрузки:

I_вср = . (5.14)

К вентилю прикладывается обратное амплитудное напряжение источника питания:

U_max = . (5.15)

Выбирают диод. Его обратный ток I_обр размагничивает магнитопровод. Для того чтобы обратный ток не сказывался на работе МУС, необходимо соблюдение неравенства:

_, (5.16)

где H_у – напряженность поля управления, которая обеспечивает изменение тока I_н от I_мин до I_макс и определяется по динамической кривой размагничивания (рис. 5.3);

– напряженность от обратного тока.

5.3.5.Расчет обмотки управления и смещения

Чтобы характеристика управления МУ была линейной, необходимо использовать линейную часть динамической кривой размагничивания B_y(H_y) между точками 1 и 2 (рис. 5.3).

В двухполупериодной схеме находят ток нагрузки, задаваясь различными значениями B_y:

. (5.17)

С помощью кривой размагничивания находят соответствующее значение H_y и строят зависимость I_н = f(H_y). По характеристике I_н = f(H_y) определяют H_ун обмотки управления (рис. 5.3) при изменения тока нагруз-ки I_н от максимального значения до минимального.

Рис. 5.3. Динамическая кривая размагничивания для сплава 50НП и зависимость I_н=f(Н_у)

Число витков обмотки управления:

. (5.18)

Для обеспечения коэффициента усиления k_р необходима мощность управления:

Р_у = . (5.19)

Требуемое сопротивление одной обмотки управления:

R_y = . (5.20)

Так как обмотки управления и смещения занимают небольшую площадь, средние длины витков обмоток управления и смещения равны (рис. 5.2):

l_y = l_см ≈ 2·[l_м – 2·(b + a)] + 2·(b + a) = 2·l_м – 2·b – D+d, (5.21)

где a = (D – d)/2 – ширина сечения магнитопровода.

Диаметр провода обмотки управления:

. (5.22)

Выбирают провод и уточняют сопротивление обмотки управления:

. (5.23)

Чтобы ток нагрузки I_н возрастал с увеличением тока управления I_y, используют обмотку смещения, создающую отрицательную МДС:

. (5.24)

Тогда число витков обмотки смещения:

, (5.25)

где H_см – определяют по динамической кривой размагничивания (рис. 5.3);

I_см – ток в обмотке смещения, который должен быть минимум на два порядка больше обратного тока применяемых вентилей в цепи смещения.

Сечение провода обмотки смещения:

, (5.26)

где – плотность тока в обмотке смещения, которую можно принять равной плотности тока в рабочей обмотке.

Сопротивление и потребляемая мощность обмотки смещения равны соответственно:

, (5.27)

. (5.28)

Строят характеристику управления усилителя при наличии обмотки смещения (рис. 5.4).

5.3.6. Проверка размещения обмоток

Занятое всеми тремя обмотками сечение:

(5.29)

где d_из – диаметр провода с изоляцией; k_укл – коэффициент укладки [1, 2], характеризующий плотность намотки витков, определяемый по рис. 5.5.

Свободный от обмоток диаметр отверстия:

(5.30)

где – толщина каркаса и величина зазора между ним и сердечником, =2×10^{-3, м.}

Рис. 5.4. Характеристика управления усилителя при наличии обмотки смещении

Внешний диаметр обмоток:

. (5.31)

Рис. 5.5. К определению плотности намотки витков

Средняя высота обмотки:

b₀ = b + 0.5[(D₀ – D) + (d – d₀ (5.32)

Если d₀/d 0.3, то внутреннее отверстие достаточно велико для прохождения через него челнока обмоточного станка.

5.3.7. Проверка на нагрев

Поверхность охлаждения:

. (5.33)

Превышение температуры рассчитывают, используя закон Ньютона:

, (5.34)

где P_м= Р_р+ Р_у+ Р_см – потери в меди. Потерями в стали пренебрегают, так как площадь петли гистерезиса применяемых сталей мала.

5.3.8. Определение коэффициентов усиления

Коэффициенты усиления по току, напряжению и мощности определяют на линейной части характеристики I_н = f(I_y) (рис. 5.4):

, (5.35)

, (5.36)

. (5.37)

5.3.9. Определение кратности изменения тока нагрузки

Кратность изменения тока нагрузки:

, (5.38)

где Н_о.ср – среднее значение напряженности холостого хода, которую можно определить как напряженность постоянного поля, соответствующую точке, лежащей на середине линейного участка кривой размагничивания (рис. 5.3).

5.3.10. Определение постоянной времени МУС

Длительность электромагнитных переходных процессов в МУС характеризует постоянная времени:

. (5.39)

КОНТРОЛЬНОЕ ЗАДАНИЕ № 6.