Федеральное агентство железнодорожного транспорта
Уральский государственный университет путей сообщения
Кафедра «Электрическая тяга»
Курсовой проект
По дисциплине: «Тяговые электрические машины и преобразователи»
На тему: «Проектирование тягового электродвигателя»
Выполнил:
студент гр. Т-415
С.В. Абрамов
Екатеринбург
2008
Содержание
1. Расчет параметров зубчатой передачи и основных размеров
2. Расчет активного слоя якоря
3. Расчет щеточно-коллекторного узла
3.1 Выбор числа и размера щеток
3.2 Определение рабочей длины коллектора
4.5 Участок зубцового слоя якоря
4.6 Участок сердечника главного полюса
4.7 Участок стыка полюса с остовом
4.8 Участок выхода потока из полюса в остов
4.11 Расчет конструкционных размеров и параметров катушки
5. Расчет стационарной коммутации
Список использованных источников
Введение
В настоящее время совершенствование электроподвижного состава является одним из главных направлений в развитии железнодорожного транспорта и остается таковым в ближайшей перспективе. Развитие средств электроники и микропроцессорной техники способствует появлению принципиально новых по своим техническим возможностям локомотивов с высоким уровнем автоматизации процессов управления. Однако каковы бы ни были масштабы внедрения новых средств автоматизированного контроля и управления техническими системами электрических локомотивов, их реализуемые эксплуатационные качества всегда будут определяться техническими возможностями их движителей – тяговых электродвигателей (ТЭД).
В этих условиях исключительно важная роль отводится процессу проектирования тяговых электродвигателей. В ходе разработки новой конструкции приходиться неоднократно уточнять и тщательно увязывать мужду собой множество размеров и параметров машины для одновременного учета и выполнения многочисленных конструкторских, технологических, экономических требований и ограничений.
В данном курсовом проекте основное внимание уделено вопросам разработки конструкции основных частей машины и их взаимосвязи в единой системе тягового двигателя. Необходимо отметить, что в своей основе методика проектирования тягового электрического двигателя, опирается на традиционную методику проектирования тяговых машин, разработанную и используемую в настоящее время коллективами проектировщиков отечественного электровозостроения.
Исходные данные
Номинальная мощность двигателя P= 145 кВт;
Номинальное напряжение питания двигателя U= 1500 В;
Корпусное напряжение U= 3000 В;
Номинальная скорость движения локомотива V= 48 км/ч;
Конструкционная скорость движения локомотива V= 98 км/ч;
Номинальный коэффициент регулирования возбуждения β= 0,43;
Диаметр бандажей ведущих колес D= 1,05 м;
Диаметр оси колесной пары d= 180 мм;
Вид торможения рекуперативное;
Вид системы вентиляции машины самовентиляция;
Род тока постоянный;
Вид локомотива МВПС;
Тип подвешивания двигателя опорно - рамное;
Класс изоляции “B”.
1 Расчет параметров зубчатой передачи и основных размеров
Предварительно из ряда параметров, обеспечивающих минимум отходов при раскройке места, выбираем размер диаметра якоря
Dа = 423 мм. (1.1)
Выполняя требование Dк = (0,75…0,9) · Dа, рассчитывается диаметр коллектора
Dк @ 0,9 · Dа , (1.2)
Dк @ 0,9 · 423 = 380,7 мм.
Минимальное число коллекторных пластин рассчитывается по формуле
(1.3)
где 2р – число коллекторных полюсов. Принимаю 2р = 2;
Duк – среднее максимальное напряжение. Принимаю Duк = 18 В.
Максимальное число коллекторных пластин рассчитывается по формуле
(1.4)
где tкmin – минимальный шаг по коллектору. Принимаю tкmin = 3,9 мм.
Принимаю К = 306 пластин.
Уточняем диаметр коллектора
, (1.5)
Уточняем межламельное напряжение
, (1.6)
Для двигателей МВС, допустимая максимальная частота вращения якоря обычно не выходит за пределы 3000 об/мин.
Тогда максимальные обороты якоря
(1.7)
где – максимальная окружная скорость якоря.
Принимаю
Зная максимально возможные обороты якоря,можно найти максимально возможное передаточное число редуктора µ
(1.8)
Номинальная частота вращения двигателя рассчитывается как
, (1.9)
Диаметр делительной окружности зубчатого колеса находится по формуле
Dz = Dб – 2 · (b+D), (1.10)
где b – расстояние от головки рельса до кожуха редуктора. b = 120 мм;
D – расстояние от делительной окружности большого зубчатого колеса
до внешней нижней точки кожуха редуктора. D = 20 мм.
Dz = 1050 – 2 · (120+20) = 770 мм.
Далее находится диаметр делительной окружности малого зубчатого колеса
, (1.11)
Число зубьев большого зубчатого колеса
, (1.12)
где y – угол наклона зубьев при прямозубой передаче. Принимаю y = 0о;
m – модуль зубчатого зацепления, принимаемый в зависимости от
вращающего момента М и конструкции тяговой передачи.
, (1.13)
По эмпирическим формулам для прямозубых передач
(1.14)
где К – односторонняя передача. Принимаю К = 1, согласно [1].
Принимаем m = 10.
Число зубьев шестерни рассчитывается по формуле
, (1.15)
Тогда точное значение передаточного числа редуктора
, (1.16)
Диаметр конца вала рассчитывается по формуле
(1.17)
где – при односторонней передаче. Принимаю = 10 МПа.
Проверка по ширине шестерни. bш(20…25) мм
, (1.18)
Уточняем значения максимальной и номинальной частот вращения
, (1.19)
Уточняем значения максимальных окружных скоростей якоря и коллектора
, (1.20)
, (1.21)
Определяем величину централи двигателя
, (1.22)
Величина централи характеризует то пространство, которое отводиться для вписывания габаритов проектируемого двигателя. Но поскольку конструкционные размеры двигателя пока неизвестны, можно только ориентировочно проверить возможность такого вписывания по соотношению централи и диаметра якоря - как основного параметра машины, задающего его внешние габариты.
При 2р = 2 и опорно-рамном подвешивании
, (1.23)
2. Расчет активного слоя якоря
2.1 Расчет параметров обмотки
Общее число проводников обмотки якоря
N = 2 · K, (2.1)
N = 2 · 306 = 612 проводников.
Ток якоря в номинальном режиме
(2.2)
где hн – КПД двигателя. Принимаю hн = 0,91, согласно [1].
Выбираем простую петлевую обмотку якоря, у которой 2а = 2р.
Линейная токовая нагрузка якоря
, (2.3)
Ток параллельной ветви
(2.4)
При определении рационального числа пазов Z учитывается ограничение по условиям нагрева пучка проводников в пазу якоря в виде величины объема тока в пазу
(2.5)
где Nz – число проводников в одном пазу. Принимаю Nz = 2 uk = 12.
53,12 · 12 = 637,44 А
Неравенство (2.5) выполняется.
Число пазов якоря находится по формуле
(2.6)
где uk – число коллекторных пластин на паз. Принимаю uk = 6.
Первый шаг обмотки в реальных пазах должен удовлетворять условию
(2.7)
где – укорочение шага обмотки якоря в реальных пазах.
= 0,5 паза при петлевой обмотке.
Произведем окончательную увязку между собой числа пазов Z, проводников N и коллекторных пластин К, которая должна обеспечивать выполнение требования внутренней симметрии обмотки якоря
, (2.8)
.
Найдем допустимое значение плотности тока в проводниках якоря
(2.9)
где Wtmax – допустимый предел теплового фактора машины.
Принимаю Wtmax = 2050 согласно [1].
Расчетная величина Ja не должна превышать (5…6) А/мм2.
Принимаю Ja = 6 А/мм2.
Наметим площадь поперечного сечения активного проводника якоря
, (2.10)
По значению qа намечаем размеры проводника hпр Ч bпр.
По ГОСТ 434-53, приложение А согласно [1], выбираю проводник с размерами
hпр Ч bпр = 1,4 Ч 6,7 qпр = 9,165 мм2. (2.11)
Уточним допустимое значение плотности тока в проводниках якоря
, (2.12)
Проведем проверку правильности выбора сечения проводника
A · ja < 2050 A, (2.13)
244,74 · 5,796 = 1418,51 А < 2050 A.
Неравенство (2.13) выполняется.
Высоту паза якоря находим по выражению
, (2.14)
где Dпрокл – толщина изоляционных прокладок Dпрокл = 0,5 мм;
nпрокл – число прокладок. nпрокл = 3;
hкл – высота клина. hкл = 4 мм;
nкорп – число слоев корпусной изоляции. nкорп =6;
Dhм – толщина межвитковой изоляции по высоте паза якоря;
Dhк – толщина корпусной изоляции по высоте паза якоря;
Dhп – толщина покровной изоляции по высоте паза якоря;
(0,2…0,3) – зазор на укладку секций в паз;
(0,15…0,2) – разница между размером паза в свету и размером паза в
штампе.
Принимаю: = 0,1 мм, = 0,1 мм, = 0,1мм.
, (2.15)
, (2.16)
, (2.17)
Ширину паза якоря вычисляем по формуле
, (2.18)
где Dbм – толщина межвитковой изоляции по ширине паза якоря;
Dbк – толщина корпусной изоляции по ширине паза якоря;
Dbп – толщина покровной изоляции по ширине паза якоря;
(0,2…0,3) – зазор на укладку секций в паз;
(0,15…0,2) – разница между размером паза в свету и размером паза.
, (2.19)
, (2.20)
, (2.21)
Найдем ширину паза якоря
bп = 6,7 + 0,4 + 2,4 + 0,4 + 0,2 + 0,2 = 10,3 мм.
Полученные размеры паза якоря должны удовлетворять следующим условиям:
– bп = 10,3 – удовлетворяет;
– hп = 33,1 – удовлетворяет.
, (2.22)
Ширина зубца на поверхности якоря bz1
, (2.23)
Шаг по пазам в расчетном сечении tz1/3 (на высоте 1/3hп )
, (2.24)
Ширина зубца в расчетном сечении bz1/3
, (2.25)
Шаг по дну пазов
, (2.26)
Ширина зубца у основания bz2
, (2.27)
Необходимо проконтролировать, чтобы выполнялось условие
bz2 і 7 мм, для обеспечения достаточной механической прочности зубца.
Магнитный поток находим по выражению
, (2.28)
где ku – коэффициент, учитывающий потери напряжения на внутренних
сопротивлениях обмоток двигателя.
, (2.29)
.
Далее определяем длину шихтованного пакета якоря
, (2.30)
где Вz1/3 – индукция в зубцах якоря. Принимаю Вz1/3 = 1,8 Тл;
ad – расчетный коэффициент полюсного перекрытия, для машины без
компенсационной обмоткой. Принимаю ad = 0,64;
Кс – коэффициент заполнения пакета сталью. Принимаю Кс = 0,97.
la 315 мм при опорно-рамном подвешивании и односторонней зубчатой передаче, что удовлетворяет условию.
2.2 Параметры обмотки якоря
Выбрав тип обмотки и геометрию активного слоя якоря, устанавливаю шаги обмотки якоря.
Результирующий шаг обмотки в элементарных пазах или шаг по коллектору в коллекторных делениях при простой петлевой обмотке
. (2.31)
Первый шаг в коллекторных делениях
, (2.32)
.
Второй шаг в коллекторных делениях для простой петлевой обмотки
, (2.33)
.
Укорочение обмотки в коллекторных делениях
, (2.34)
.
Полюсное деление по окружности якоря
, (2.35)
Длина передних и задних лобовых участков якорных проводников
, (2.36)
.
Длина полувитка обмотки якоря
, (2.37)
Общая длина проводников обмотки якоря
. (2.38)
Сопротивление обмотки якоря при 20˚С
, (2.39)
Масса меди обмотки якоря
, (2.40)
3 Расчет щеточно-коллекторного узла
3.1 Выбор числа и размера щеток
Ток, протекающий через щетку, находим по формуле
, (3.1)
Определим требуемую площадь щеточного контакта одного щеткодержателя
, (3.2)
где jщ – плотность тока под щеткой.
Допустимую плотность тока назначаем по выбранной марке щеток, согласно[1]. Выбираю марку ЭГ51.
Принимаю jщ =12 А/см2.
Максимально-допустимая ширина щетки
, (3.3)
По ГОСТ 8611-57, согласно [1], выбираю ширину щетки и принимаю ее равной мм.
Далее рассчитываю длину щеточного контакта
, (3.4)
Принимаю nщ = 1 – число элементарных щеток по длине коллектора.
, (3.5)
Ориентируясь по ГОСТ 8611-57, согласно[1], выбираю составной тип конструкции щеток и принимаю длину одной щетки lщ = 40 мм.
Окончательная величина площади щетки Sщ
, (3.6)
Тогда точное значение плотности тока под щеткой
, (3.7)
3.2 Определение рабочей длины коллектора
Рабочую длину коллектора находим по формуле
, (3.8)
где bрб – осевой разбег якорных подшипников. bрб = 10 мм;
∆щд – толщина разделяющей стенки окна щеткодержателя. ∆щд = 5 мм;
r – размер фасок краев рабочей поверхности коллектора. r = 2мм.
Достаточность длины рабочей части коллектора по нагреву можно оценить по эмпирической формуле
, (3.9)
Далее определяю удельные и поверхностные потери на коллекторе от трения щеток по выражению
, (3.10)
где fтр – коэффициент трения щеток о коллектор. fтр = 0,23;
pщ – удельное давление на щетку. Согласно [1], pщ =20 кПа;
Vku – окружная скорость коллектора при режиме испытательной
частоты вращения. Vku =1,35 · Vkmax = 1,35 · 47,35 = 63,92 м/с;
– суммарная площадь всех щеток на коллекторе.
= 2 р · Sщ · 100 = 2 · 10 ·100 = 2000 мм2;
– толщина межламельной изоляции. Принимаю
.
Из расчета видно, что удельные потери мощности на коллекторе не превышают допустимые, которые составляют 40…50 кВт/м2, значит рассчитанный щеточно-коллекторный аппарат, будет функционировать без опасности перегрева.
4. Расчет магнитной цепи
4.1 Сердечник якоря
Определяем высоту сечения ярма якоря
, (4.1)
где – индукция в сердечниках якоря. Принимаем =1,8 Тл;
dк – диаметр вентиляционных каналов. Принимаем dк = 0,02 м;
nк – число рядов вентиляционных каналов. nк = 1.
Внутренний диаметр сердечника якоря
, (4.2)
Диаметр вала двигателя в его средней части при односторонней передаче
, (4.3)
Принимаю
Поскольку внутренний диаметр Di не совпадает с диаметром вала, решается вопрос о том, какой элемент будет сопрягающим между шихтованным телом якоря и валом двигателя
, (4.4)
117,48 – 99,82 = 17,66 мм.
т.е. устанавливают сплошную втулку якоря.
Ширина полюсного башмака
, (4.5)
Длина сердечника полюса
(4.6)
4.2 Главные полюса
Площадь поперечного сечения сердечника главного полюса
, (4.7)
где – коэффициент рассеяния обмоток главных полюсов. = 1,05;
Bm – индукция в сердечнике полюса. Bm(1,4…1,7) Тл.
Ширина сердечника главного полюса
, (4.8)
где kmсm – коэффициент заполнения сталью сердечника. kmсm= 0,97;
kср – коэффициент подреза углов сердечника полюса для лучшего
вписывания катушки возбуждения. При намотке меди на широкое
ребро kср= 1.
Сечение аb в основании рога полюса должно быть достаточным для прохождения магнитного потока к крайним участкам полюсного наконечника, для этого должно выполняться условие
, (4.9)
где – индукция в воздушном зазоре;
Bр – допустимая индукция в основании рога полюса;
ab, bc – размеры снимаемые с эскиза с учетом масштаба изображения.
Определим индукцию в воздушном зазоре
(4.10)
Для этого найдем индукцию в воздушном зазоре
, (4.11)
По эскизу величина ab = 19 мм, bc = 46 мм.
Неравенство (4.10) выполняется.
.
Неравенство (4.9) выполняется.
На предварительном этапе высоту полюса hm примем
при 2р = 2, (4.12)
hm = 0,121 · 664,1 = 80,36 мм.
4.3 Остов
Для определения размеров остова сначала рассчитывается площадь сечения ярма остова
, (4.13)
где – индукция в остове. . Принимаю =1,4 Тл.
Расчетная длина ярма остова в осевом направлении при четырехгранном остове находится как наименьший из размеров.
, (4.14)
Принимаю
Средняя толщина остова
, (4.15)
Толщина остова в месте расположения главных полюсов
, (4.16)
Толщина остова в месте расположения добавочных полюсов
, (4.17)
Внешний размер остова
, (4.18)
где – величина воздушного зазора. Принимаем = 6 мм.
Ширина прилива под добавочным полюсом
. (4.19)
Процедура вписывания тягового двигателя в централь состоит в проверке, а при необходимости в корректировке предварительно найденных размеров магнитопровода с тем, чтобы обеспечить выполнения равенства
, (4.20)
где – величина гарантийного зазора. = 40 мм;
– подрез (прилив) остова со стороны моторно-осевых подшипников.
,принимаю f= - 24,44
Задача вписывания габаритов двигателя по высоте состоит в нахождении такой величины t превышения оси двигателя над осью колесной пары для выбранного значения просвета С, чтобы выполнялось следующее неравенство
, (4.21)
где с мм – гарантийный просвет. Принимаем с = 150 мм;
t мм – ограниченная величина приподнимания вала двигателя
относительно оси колесной пары. Принимаем t = 20 мм.
4.4 Участок сердечника якоря
Площадь поперечного сечения ярма сердечника якоря
, (4.22)
Величина магнитной индукции рассчитывается по формуле
, (4.23)
По индукции = 1,8 Тл согласно [1], из Приложения «В» находим напряженность 14200 А/м.
Длину магнитной линий снимаем с учетом масштаба с эскиза магнитной цепи. La = 0,1625 м.
Падение магнитных потенциалов в сердечнике якоря
, (4.24)
Результаты вышеприведенных и последующих расчетов сведены в таблицу 4.1.
4.5 Участок зубцового слоя якоря
Площадь в расчетном сечении зубцового якоря
, (4.25)
Индукция в расчетном сечении зубцового якоря
, (4.26)
По индукции = 1,8 Тл, согласно [1], находим напряженность магнитного поля,14200 А/м.
Магнитное напряжение зубцов якоря
, (4.27)
4.6 Участок сердечника главного полюса
Площадь сечения сердечника главного полюса
, (4.28)
Индукция в сердечнике главного полюса
, (4.29)
По индукции =1,7 Тл, согласно [1],находим напряженность Нm = 7050 А/м.
Падение магнитных потенциалов в сердечнике главных полюсов
, (4.30)
где Lm – длина силовой линии из эскиза. Lm = 0,12 м.
Fm = 7050 · 0,12 = 846 А.
4.7 Участок стыка полюса с остовом
Магнитное напряжение этого участка Fmj, оценивают по приближенной эмпирической формуле
, (4.31)
4.8 Участок выхода потока из полюса в остов
Площадь сечения участка поворота магнитного потока Sj’, зависит от толщины остова в месте расположения главных полюсов
, (4.32)
Индукция на участке выхода потока из полюса в остов
, (4.33)
Магнитное напряжение на участке выхода потока из полюса в остов
, (4.34)
где Hj’ – магнитная напряженность на участке перехода из полюса в остов,
согласно[1], Hj’ = 6800 А/м;
Lj’ – длина силовой линии на участке поворота потока в остове.
Lj’ = 0,08 м.
DFj’ = 6800 ∙ 0,08 = 544 А.
4.9 Ярмо остова
Площадь сечения ярма остова
, (4.35)
Sj = 0,06053 · 0,7234 = 0,043787 м2.
Индукция в остове
, (4.36)
Магнитное напряжение в ярме остова
, (4.37)
где Hj – магнитная напряженность в остове, согласно [1], Hj = 2010 А/м;
Lj – длина силовой линии в ярме остова, из эскиза магнитной цепи.
Lj’ = 0,644 м.
DFj = 2010∙ 0,644 = 1294,44 А.
4.10 Расчет воздушного зазора
Таблица 4.1 – Расчет магнитных напряжений и МДС возбуждения
Номер участка | Наименование участка | Магнитный поток, Вб | Сечение, м2 | Индукция, Тл | Напряженность, А/м | Длина силовой линии, м | Магнитное напряжение, А |
1 | Сердечник якоря | 0,058 | 0,032439 | 1,8 | 14200 | 0,1625 | 2307,5 |
2 | Зубцовый слоя якоря | 0,117 | 0,064876 | 1,8 | 14200 | 0,0331 | 470,02 |
3 | Зубцовый слой полюса | – | – | – | – | – | – |
4 | Сердечник полюса | 0,123 | 0,072127 | 1,7 | 7050 | 0,12 | 846 |
5 | Стык полюса с остовом | – | – | – | – | – | 136 |
6 | Переход из полюса в остов | 0,061 | 0,036862 | 1,66 | 6800 | 0,08 | 544 |
7 | Ярмо остова | 0,061 | 0,043787 | 1,4 | 2010 | 0,644 | 1294,44 |
Сумма магнитных напряжений стальных участков | 5597,96 | ||||||
8 | Воздушный зазор | 0,117 | 0,001947 | 0,86 | – | – | 4248,19 |
МДС намагничивания | 9846,15 | ||||||
МДС на компенсацию действия реакции якоря | 918,3 | ||||||
МДС Возбуждения обмотки главного полюса | 10764,45 |
Потребная МДС воздушного зазора для обеспечения заданных свойств двигателя
, (4.38)
где – коэффициент использования мощности.
При ,. Принимаю = 0,8;
– коэффициент регулируемости по скорости;
– коэффициент магнитной устойчивости;
– МДС поперечной реакции якоря.
, (4.39)
.
, (4.40)
В машинах без компенсационной обмотки, для снижения воздействия поперечной реакции якоря наконечникам главных полюсов придают особую форму, так чтобы зазор расходился бы к краям полюса. Расходящиеся воздушные зазоры обеспечивают нарастание магнитного сопротивления потоку поперечной реакции якоря соответственно росту её МДС от центра главного полюса. Очевидно, что степень искажения магнитного поля главных полюсов, а значит, и величина максимальных межламельных напряжений в этом случае зависят от формы и величины воздушного зазора. Поэтому коэффициент магнитной устойчивости в некомпенсированных двигателях определяется специальным расчетом с учетом индивидуальных особенностей проектируемой машины.
Коэффициент максимального искажения магнитного поля
, (4.41)
где – максимальный уровень межламельного напряжения.
Принимаю
Коэффициент раскрытия воздушного зазора принимаю,
Тогда согласно [1], рисунок 8.3
Согласно закону полного тока, сумма падений магнитных напряжений в контуре должна компенсироваться МДС намагничивания
, (4.42)
Реальное значение МДС возбуждения главных полюсов
, (4.43)
где – поперечная составляющая реакции якоря.
Наиболее простым методом нахождения составляющей является ее расчет через коэффициент реакции якоря
, (4.44)
В двигателях без компенсационной коэффициент реакции якоря, определяется по диаграмме рисунка 8.4.
Для индукции Тл, принимаем .
При этом удостоверяемся в правильности выбора по формуле
, (4.45)
Так как число витков округлили, то необходимо уточнить потребную МДС воздушного зазора. Для этого уточним реальное значение МДС возбуждения главных полюсов.
, (4.46)
, (4.47)
, (4.48)
Для определения точных геометрических размеров воздушного зазора сначала рассчитаем эквивалентный воздушный зазор
, (4.49)
где – магнитная постоянная. Гн/м.
м.
Связь между конструкционными и эквивалентными воздушными зазорами устанавливается через коэффициент Картера по поверхности якоря, учитывающий геометрические размеры зубцового слоя якоря
. (4.50)
Принимаю = 3,183 мм.
.
Найдем коэффициент Картера по поверхности полюса для эксцентричного зазора
, (4.51)
.
, (4.52)
4.11 Расчет конструкционных размеров и параметров катушки главного полюса
При нахождении параметров катушки главных полюсов, одним из решающих значений для вписывания катушки, является сечение проводника обмотки возбуждения. Принимаю класс изоляции «В» и плотность тока равную
jв = 3,5 А/мм2. (4.53)
Далее рассчитываю пределы, в которых должно находиться сечение проводника обмотки возбуждения.
, (4.54)
мм2.
Катушки главных полюсов при 2р = 2 выполняются намоткой проводников на широкое ребро. Выбираю размеры проводника, согласно[1]
hпр Ч bпр = 25 Ч 1,81 qв = 44,6 мм2. (4.55)
Примем: Dмв = 0,5 мм, Dразд = 1 мм, Dвыст = 0,5 мм.
Найдем размер катушки по высоте hвк
, (4.56)
Разбиваем общее число витков на два слоя
(4.57)
Тогда размеры катушки по ширине при намотке на широкое ребро
, (4.58)
, (4.59)
Исходя из полученных размеров катушки, рассчитывается средняя длина одного витка обмотки возбуждения для верхнего и нижнего слоя
, (4.60)
, (4.61)
Общая длина меди обмоток возбуждения Lв
, (4.62)
Сопротивление обмотки возбуждения при 20°С
, (4.63)
где kподр – коэффициент, учитывающий подрез катушки. kподр = 1.
Масса меди катушек главных полюсов mмв
, (4.64)
5 Расчет стационарной коммутации
Целью данного расчета является нахождение среднего за период коммутации значения реакции ЭДС. Расчет выполняется на основе ранее полученных параметров активного слоя, коллектора и щеток. Необходимо обеспечить выполнение ограничения по допустимой величине средней реактивной ЭДС.
Рассмотрим четыре характерных области замыкания потоков пазового рассеяния
, (5.1)
где – суммарный удельный коэффициент индуктивности;
– магнитная проводимость в пазу якоря над медью;
– то же для части паза, занятой медью проводников;
– то же по коронкам зубцов якоря;
– то же для лобовых частей обмотки якоря.
Удельная магнитная проводимость части паза, занятой медью
, (5.2)
где – высота части паза, занятой медью проводников;
– коэффициент экранирующего эффекта от вихревых токов.
Определяю из полной высоты паза
, (5.3)
где – односторонняя толщина изоляции якорной катушки;
– высота клина;
– общее число прокладок на дне паза и под клином;
– толщина прокладок.
Одностороннюю толщину изоляции вычисляем по формуле
, (5.4)
Рассчитаем приведенную высоту элементарного проводника паза якоря
, (5.5)
где – высота элементарного проводника в пазу якоря;
– суммарная ширина меди в пазу;
– угловая частота коммутации одного паза;
– удельная проводимость меди при ожидаемой рабочей
температуре. = 35 · 106 см/м.
Для этого найдем величину
, (5.6)
где – окружная скорость на поверхности коллектора в
номинальном режиме;
– коэффициент щеточного перекрытия.
, (5.7)
, (5.8)
.
.
По диаграмме рисунка 9.2, согласно [1], найдем величину коэффициента демпфирования. = 1.
Удельная магнитная проводимость части паза над медью
, (5.9)
где – коэффициент, учитывающий материал бандажа крепления
якорной обмотки. При клиновом креплении из стеклопластов
принимается =1.
Найдем величину h1
, (5.10)
Гн/м.
Удельная магнитная проводимость по коронкам зубцов
, (5.11)
где – коэффициент Картера для поверхности якоря под добавочным полюсом.
, (5.12)
Зададимся величиной воздушного зазора между якорем и добавочным полюсом
, (5.13)
.
Рассчитаем ширину наконечника добавочного полюса
, (5.14)
мм.
Гн/м.
С учетом распушения магнитный поток добавочного полюса должен перекрывать пространство, называемое зоной коммутации
, (5.15)
Удельная магнитная проводимость по лобовым частям при немагнитных бандажах крепления лобовых вылетов
, (5.16)
Найдем среднее за период коммутации значение реактивной ЭДС
, (5.17)
С ростом средней реактивной ЭДС увеличиваются абсолютные небалансы между ступенчатой кривой реактивной ЭДС и плавной кривой распределения коммутирующей ЭДС от потока добавочных полюсов.
Поэтому устанавливается ограничение на значение средней реактивной ЭДС в номинальном режиме
. (5.18)
1,74 (3,5…4,0)В.
6 Расчет добавочных полюсов
Из условия равенства реактивной и коммутирующей ЭДС рассчитаем требуемую индукцию в зоне коммутации
, (6.1)
где – окружная скорость на поверхности якоря в номинальном режиме.
. (6.2)
м/с.
Тл.
Для обеспечения требуемого уровня магнитной индукции в зоне коммутации необходимо создать коммутирующий поток
, (6.3)
Вб.
Полный поток добавочных полюсов
, (6.4)
где – коэффициент рассеяния добавочного полюса;
= 3 – в машинах без компенсационной обмотки.
Вб.
Чтобы обеспечить линейность магнитной характеристики добавочных полюсов во всем рабочем диапазоне тока якоря, включая и режим максимальной мощности, индукция в сердечнике полюса в номинальном режиме не должна превышать
Тл. (6.5)
Принимаю .
Наметим ширину сердечника добавочного полюса
, (6.6)
где – длина сердечника полюса. м;
– коэффициент заполнения сердечника сталью.
= 1.
мм.
Зададимся значением второго воздушного зазора
мм, (6.7)
мм.
Магнитное напряжение первого воздушного зазора
, (6.8)
А.
Магнитное напряжение второго воздушного зазора
, (6.9)
Найдем значение индукции в сердечнике добавочного полюса
, (6.10)
Тл.
А.
Полная МДС обмотки возбуждения добавочных полюсов
, (6.11)
А.
Число витков катушки добавочного полюса
, (6.12)
витка.
Так как число витков округляли, то необходимо уточнить значение МДС обмотки возбуждения добавочных полюсов
, (6.13)
А.
, (6.14)
А.
, (6.15)
А.
Скорректируем размеры второго воздушного зазора
, (6.16)
м.
Оценим площадь поперечного сечения проводников обмотки
, (6.17)
где J - максимально допустимая плотность тока в проводниках обмотки, принимаю J= 3,5 А/мм
мм2.
Укладку производим на широкое ребро в семь слоев по высоте тела добавочного полюса.
По значению q намечаем размеры проводника обмотки возбуждения добавочных полюсов
hпр Ч bпр = 22 Ч 1,81, qд = 39,1 мм2, (6.18)
Найдем размер катушки по высоте в нашем случае
, (6.19)
мм.
Тогда размеры четырех крайних к остову слоев катушки по ширине, при условии, что в них по 12 витков
, (6.20)
мм.
Средняя длина витка добавочного полюса
, (6.21)
м.
Сопротивление цепей обмоток добавочных полюсов 20°С
, (6.22)
Ом.
Масса меди катушек добавочных полюсов
, (6.23)
кг.
Список использованных источников
1 Андросов Н. Н., Дурандин М.Г. Тяговые электрические машины и преобразователи: Методическое руководство к курсовому проектированию по дисциплине «Тяговые электрические машины и преобразователи» - УрГУПС, 2004 г.
2 Проектирование тяговых электрических машин.: Учеб. пособие для вузов ж.-д. трансп. / Под ред. М.Д. Находкина. - М.: Транспорт, 1967. – 536 с.
3 Костенко МЛ., Пиотровский Л.М. Электрические машины.: Учебник для студентов высш. техн. учеб. заведений, Изд. 3-е, перераб. -Л.: Энергия, 1972.-544 с.
4 Захарченко Д.Д., Ротанов Н.А. Тяговые электрические машины.: Учеб. для вузов ж.д. трансп. - М.: Транспорт, 1991. - 343 с,
5 Алексеев А.Е. Тяговые электрические машины и преобразователи. - Л.: Энергия, 1977. - 445 с.
6 Уткин В.Г., Соколов С.И., Сукач Э.И. Электропоез ЭР2 руководство по эксплуатации.- М.: Транспорт, 1974.- 248с.