Тяговые электрические машины

Размещено на http://www.allbest.ru/

47

Размещено на http://www.allbest.ru/

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНСТВО ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОГО ТРАНСПОРТА ИРКУТСКИЙ

ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ

Кафедра «ЭПС»

Курсовой проект

по дисциплине «Тяговые электрические машины»

2014/2015 учебный год

Выполнил: студент группы ЭПС-10--1

Кононов Д.С.

Проверил: ассистент Линьков А.О.

Иркутск 2015

ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ, ПАРАМЕТРЫ

ПЕРЕДАЧИ, ЯКОРЬ И КОЛЛЕКТОР

В курсовом проекте нужно разработать тяговый двигатель ЭПС постоянного тока в соответствии со следующими индивидуальными исходными данными

Мощность Р_н,кВт 750

Скорость движения электровоза, км/ч:

- в номинальном режиме V_н 52

- максимальная V_мах 89

Номинальное напряжение на выводах ТД, В 685

Номинальное напряжение контактной сети, кВ 21,5

Диаметр бандажей ведущих колес электровоза D_б, м 1075

Диаметр оси колесной пары D₀, мм 205

Ширина колеи жд пути, мм 1520

Давление от оси колесной пары на рельс П, кН 230 230

Определение параметров зубцовой передачи и ТД

Диаметр большого зубчатого колеса

D_z= D_к - 2•(д₃ + g) = 1,25 - 2•(0,130 + 0,018) = 0,954 м

Ориентировочное значение передаточного числа

Примем

м = Z/z = 96/24= 4

Тогда:

- диаметр делительной окружности шестерни

d_z= D_z / м = 0,954/4 = 0,238 м;

- номинальная частота вращения якоря

п_н = (5,3• м • V _н )/ Dк = (5,3•4•52)/1,25 = 916 об/мин;

- номинальный момент

М_н = 9550•Р_н/ п_н = 9550•750/916 = 6777 Н•м;

- толщина тела шестерни:

b = (d_z - d_k -2 m)/2 = (0,238 - 0,128 - 2•0,01)/2 = 0,045 > 0,02-0,03 м;

- диаметр, конца вала двигателя

м

- модуль зацепления

т = D_z / Z = 0,954/96 = 0,01 м.

Расчет активного слоя якоря

Расстояние между центрами зубчатых колес:

С = К_ф•(Z+ z)•m/2 = 1,01 •(96 + 24)•0,01/2 = 0,606 м

Максимальный диаметр якоря:

D_мах = 1,42•(С - 0,5•D₀) = 1,42•(0,606 - 0,5•0,21) = 0,711 м

Меньший ближайший нормализованный диаметр равен 660 мм, поэтому D_а равен 0,66 м.

Длина якоря ориентировочно:

l_a= М_н/С_М• D_а ³ = 6777/(8,4•10⁴•0,66³) = 0,281 м.

Примем l_a = 0,28 м (280 мм).

Максимальная частота вращения якоря

n_мах == 5,3• м •V_мах/ Dк = 5,3•4•89/1,25 = 1696 об/мин.

Испытательная частота вращения

n_исп = 1,25 •n_мах = 1,25•1696 = 2120 об/мин.

Окружная скорость якоря в номинальном режиме

V_а = (р• D_а )/60•n_н = (3,14•0,66)/60•916 = 31,7 м/с;

при испытательной частоте вращения

V_{а исп} = (р• D_а )/60•n _исп = (3,14•0,66)/60•2120 = 73,3< 90-100 м/с.

Ток якоря:

I_н = Р_н•10³/(U_н•з)= 750•10³/(685•0,94) = 1164,8 А.

Ток продолжительного режима:

I_?= k_в• I_н = 0,9•1164,8= 1048,3 А.

Ток параллельной ветви обмотки якоря по условиям коммутации и технологическим соображениям не должен быть более 250--300 А. По этим условиям в рассчитываемой машине принята простая петлевая обмотка, и тогда ток параллельной ветви будет:

I_а = I_н /2а = 532/10 = 104,82 А.

Исходя из допустимых значений напряжения между соседними коллекторными пластинами u_кср = 14-17 В и пазового деления t₁ = 2,2-3,5 см и учитывая, что условия симметрии обмотки (z/а; К/а; 2р/а) должны быть целыми числами, примем число пазов z = 96; число элементарных пазов в реальном пазу u = 4. Тогда:

- число коллекторных пластин

К = z•u = 96•4 = 384,

- пазовое деление

t₁ = р•Dа/z = р•66/96 = 2,16см;

- общее число стержней обмотки

N=2•К = 2•384 = 768 ;

- число стержней на паз

N_z = N/z = 768/96 = 8;

- сумма токов в пазу

I_а •N_z = 88,67•8 =709,36 А;

- линейная нагрузка якоря,

А = I_а •N_z / t₁= 88,67•8/2,16 = 328,407 А/см = 3,28•10⁴ А/м;

- магнитный поток в номинальном режиме

Ф = 0,96•U_н• 60•а/(р•N •n) = 0,96•685•60•3/(3•768•916) = 0,106 Вб;

- индукция в зазоре:

В_д = Ф/(б•ф•l_a) = 0,106/(0,72•0,345•0,28) = 1,524 Тл

индукция допустима в соответствии с кривой 3 [см. 2, рис.13.4];

- полюсное деление:

ф = р•Dа/2р = 3,14•0,66/(2•3) = 0,345 м;

- частота перемагничивания сердечника якоря в номинальном режиме

f=р•n_н/60 = 3•916/60 = 45,8 Гц;

 - плотность тока в обмотке якоря

j = К_и /А = 40•10⁴/(3,28•10⁴) = 12,2А/мм².

Принимаем 12,5 А/мм².

Сечение проводника обмотки якоря

q = I_а /j= 104,8/12,5 = 8,39 мм².

Ориентировочно определяем:

глубину паза

h_z = (0,08...0,12) • ф = 0,12•0,345 = 0,0414 м = 41,4 мм;

ширину зубца (приняв индукцию на 1/3 высоты зубца от дна паза равной В_z? =2,2Tл)

Z_?= B_д•t₁/( В_z?•k₁)= 1,524•2,16/(2,2•0,94) = 1,59 см;

ширину паза

b_п = t_?- Z_? = р[Dа- 1,33 •h_z)/z] - Z_?= р•[(66- 1,33•41,4)/96] - 1 = 2 -1 = 1см.

Расчет размеров паза якоря приведен в табл. 1.

Таблица 1

Наименование	Материал	Размеры мм	Число слоев	Общая толщина мм
Проводник	Медь МГМ	4,4/2,65	1/8	4,4/21,2
Витковая изоляция	Провод ППИПК -3	0,175/0,175	2/16	0,35/2,8
Корпусная изоляция	Стеклослюдинитовая лента	0,11/0,11	16/32	1,76/3,52
	Фторопластовая лента	0,11/0,11	4/8	0,44/0,88
Покровная изоляция	Стеклолента	0,1/0,1	2/4	0,2/0,4
Зазор на укладку	-	0, 1/0,3		0,1/0,3
Прокладки	Стеклопласт	-/0,5	-/3	-/1,5
Клин	Стеклопласт	-/5,0	-А	-/5,0
Расшихтовка	-	0,25/-	-	0,25/-
Итого bП/hП =7,5/35,6

Из [1,-табл. 1] выбираем проводник обмотки с размерами 2,65x4,4 ммхмм, сечением 24 мм² (с учетом закруглений), марки ППИПК-3 -- медный, прямоугольный, изолированный полиимидно-фторопластовой пленкой с двусторонней толщиной изоляции класса Н -- 0,35 мм.

На основе окончательно определенных размеров паза (bП = 7,5 мм и hп = 35,6 мм) производится расчет размеров зубцов якоря в различных сечениях и уточняется значение магнитной индукции.

Ширина зубца по наружной поверхности якоря

z₁ = (t₁-b_П)= 2,15- 0,75 = 1,4 см;

Зубцовое деление на 1/3 высоты зубца от основания

t_1/3= р•(Dа - 1,33• h_z ) /z =3,14• (66 - 1,33•4,14)/96 = 1,97 см;

расчетная ширина зубца

z_1/3 = t_1/3- b_П =1,97-0,75= 1,22см;

Зубцовое деление по дну паза

t₂ = р•( Dа -2• h_z)/z= 3,14•(66 - 2•4,14)/96 =1,88 см;

Ширина зубца в основании и средняя ширина

z₂ = t₂ - b_П =1,88 - 0,75 = 1,13см,

z_ср= (z₁ + z₂)/2 = (1,4 + 1,13)/2 = 1,265 см.

Проверяем расчетную индукцию в зубце

В_z1/3 = В_д• t₁/k₁• z_1/3 = 0,958•2,15/0,94•1,22 = 1,79 Т.

Объем зубцов

V_z= z•z_ср• h_z •k₁•lа = 96• 1,265•4,22•0,94•21 •10^-6 = 0,0101м³

Масса зубцов

G_z = г• V_z •10³ = 7,8•0,0101•10³ = 78,8 кг.

Эскиз паза и зубца приведен на рис. 1.

Шаг обмотки:

а) по пазам

у_п = (z/2p) - е = (96/6) - 0,5 = 15,5;

т.е. если одна сторона катушки размещена в первом пазу, то вторая попадает в пятнадцатый паз (1-15);

б) по элементарным пазам

y₁= у_п •u = 15,5•4 = 62; е₁ = е•u = 0,5•4 = 2;

в) по коллектору у_к= 1,0.

Шаг уравнительных соединений

y_y=K/p= 576/3 =192, (1-193).

Длина и сечение уравнительного соединения:

у_у = 2,4•ф = 2,4•34,5 = 82,80 см,

g_у=0,325•g = 0,325•12,24 = 3,97 мм²;

Таким образом, для уравнительных, соединений принимаем провод с размерами 1,68^x2,3 мм^хмм, сечение 3,97 мм².

Общая длина всех уравнительных соединений при одном уравнителе на паз:

Lу = z•у_у = 96•82,8•10² = 80 м.

Масса меди уравнителей:

Gу = г_м•g_y• Lу = 8,9•3,97•10^{6 .}80•10³ = 2,82кг.

Длина, масса и сопротивление обмотки якоря:

- длина лобовой части

l_s= 2•A_s + 1,2•ф + 1,75 = 2,2 + 1,2•34,5 + 1,75 = 47,15 см;

- длина полувитка

L'_n = l_a+ l_s = 21 + 47,15 = 68,15 см;

- общая длина всех проводов обмотки якоря, учитывая, что число витков в секции равно единице (w_s =1),

L_n =N• L'_n • w_s = 1152•68,15•10² = 785 м;

- масса меди обмотки

G_n= г_м •g_n• L_n = 8,9•12•10^-6•785•10³= 83,83 кг;

- сопротивление обмотки при 20 °С

а) в Омах

R_а20 == L_n /(57•g_n •(2а)² )= 785/(57•12•6² )= 0,0318;

б) в относительных единицах при перегреве на 90 °С относительно температуры охлаждающего воздуха, равной 25 °С

R_а115 = 0,0217.

Определение размеров коллектора и щеток

Диаметр коллектора

D_к = 0,8•D_а = 0,8•66 = 52,8 см.

Принимаем ближайший нормализованный диаметр D_к = 52 см

Окружная скорость коллектора при номинальной и максимальной частоте вращения

V_к = р•D_к•n/60 = 3,14•0,52•916/60 = 24,94 м/с.

V_{к мах} = р•0,52•1696/60 = 46,18 м/с.

Возможность сжатия миканитовых прокладок между коллекторными пластинами оценивается коэффициентом

К_ik = (2• V²_{к мах}/ D_к) •(n_исп/n_мах)² = (2•46,18²/52) • (2120/1696)² = 128,16 < 190.

Коллекторное деление

t_К = р•D_К/К = 3,14•520/384 = 4,25 мм .

Толщина коллекторной пластины

b_к=tк-b_i = 4,25-1,2 = 3,05 мм,

где b_i - толщина изоляции между коллекторными пластинами.

Контактная поверхность щеток одного щеткодержателя

S_Щ = 2•I_н/g•j_щ = 2 •531,9/6•15 = 11,82 см²,

где j_щ -плотность тока под щеткой,

g-- число щеткодержателей.

Ширина щетки ограничивается допустимой шириной коммутационной зоны и принимается предварительно равной:

b_щ < 0,2•ф•(D_к/D_а) • (1 - б) = 0,2•34,5• (52/66) •(1 - 0,66) = 1,85 см.

По ГОСТ 2332-75 выбирается разрезная щетка марки ЭГ-61А размером 10^x40 мм^хмм.

На коллекторе устанавливаются две щетки по окружности коллектора 2^x10 мм и три по длине коллектора 3^x40 мм (n_щ= 3).

Щеточное перекрытие

г = (b_щ/t_к) < (u+1); г= 2•10/4,25 = 4,7 < 4+1.

Длина рабочей части коллектора

l_k =n_щ•l_щ+?l= 3•40 + 16 = 136 мм,

где ?l учитывает расстояние между щетками по длине коллектора с добавлением l₁= 5-8 мм на шахматное расположение щеток по коллектору и расстояние от краев коллектора до щеток l₂=10-15 мм.

С учетом ширины петушка (l_п =18 мм) и кольцевой выточки

(l_кв ⁼ 8 мм) общая длина коллектора получается равной l'_к =162 мм.

Высота коллекторной пластины

h_к = (2,2...2,8) *( ⁴vD_k )- 1 = 2,8 * ⁴v52 - 1 = 6,52 см.

Примем h_к = 6,5 см, тогда:

-приближенная масса меди коллектора

G_k =г_m[р•(D_k-h_k)-K•b_i]•h_k•l'_k•10^-3= 8,9[3,14•(52 - 6,5) - 384 • 0,12] •6,5 •16,2 •10 ^-3 = 91кг;

-ширина коммутационной зоны

b_кm = t_к(u - (а/р) + г + е₁)•Dа/D_k = 0,425•(4- 3/3 + 4,7 + 2)•66/52 = 5,23 см.

Отношение ширины коммутационной зоны к междуполюсному окну:

b_кm /ф•(1 - б) = 5,23/34,5•(1 - 0,66) = 0,446 < 0,5.

Это позволяет сделать вывод, что ширина щетки выбрана правильно.

Воздушный зазор под главными полюсами при наличии компенсационной обмотки

д > (0,006...0_,008)•D_a = 0,006•660 = 3,96 мм.

Примем д = 4 мм, тогда

коэффициент воздушного зазора якоря

К _да = (t₁ + 10• д)/(z₁ + 10 • д) = (2,16 + 10•0,4)/(1,4 +10•0,4)=1,14.

Расчет компенсационной обмотки

Намагничивающая сила компенсационной обмотки должна быть приблизительно равна намагничивающей силе поля якоря на полюсной дуге:

F_k <0.5•б•ф•A,

тогда число витков на полюс получается равным

w_к = 0.5•б•ф•A /I_н = 0,5•0,66•34,5•328/532 = 7,019

Примем w_к = 7.

При последовательном включении витков катушек всех полюсов число стержней будет в два раза больше числа витков.

Принимаем 12 стержней, размещенных в шести пазах, z_КО = 6, т. е. по два стержня на паз.

Выбираем стержень с размерами 4,4^x32 мм^хмм, сечением g_к= 140мм².

Плотность тока:

j_k =I_k/g_k=1000/140=7,14 А/мм².

Пазовое деление

t_1k = б•р•(D _a +2•д)/(2•p•(z _k0 -1))=0,бб•р(66 + 2•0,4)/2•3•(7 - 1) =3,85 см.

Размеры паза компенсационной обмотки приведены в табл. 2.

Таблица 2

Наименование	Материал	Размеры, мм	Число слоев	Общая толщина мм
Проводник	Медь МГМ	4,4/32	2/1	8,8/32
Витковая изоляция	Провод ППИПК-3	0,175/0,175	4/2	0,7/0,35
Корпусная изоляция	Стеклослюдинитовая лента	0,11/0,11	16/16	1,76/1,76
Покровная изоляция	Стеклолента	0,1/0,1	2/2	0,2/0,2
Зазор на укладку Расшихтовка		0,5/- 0.3/0.1	-- -	0,5/-
				0.3/0.1
Прокладки	Стеклопласт	-/0,4	-/2	-/0,8
Клин	Стеклопласт	-/4,0	-/1,0	-/4,0
Итого: bk/hzk = 12,26/39,21

Примечание. В числителе даны размеры по ширине паза, в знаменателе - по высоте.

Эскиз паза показан на рис. 3.

Ширина паза компенсационной обмотки:

b_к= 12,26мм = 1,226см.

Ширина зубца

z_k = t _1к - b_к = 3.225 - 1,226 = 2 см.

Высота паза h_zк = 39,21 мм.

Коэффициент воздушного зазора из-за наличия зубцов в полюсном наконечнике с компенсационной обмоткой

k_дк = t _1к +10• д /(z_k+10• д )= (3.225 + 10•0,4) / (2 + 10•0,4) = 1,2.

Общий коэффициент воздушного зазора с учетом пазов на якоре и в полюсном наконечнике:

k_д =(t ₁+10•д) /(z₁+10•д )•(t _1к +10•д) /(z_k+10•д )=(2,15+10•0,4)/(1,15+10•0,4)•1,2= 1,398

Средняя длина витка компенсационной обмотки:

l_сР.к.о= 2(lск.о +l_m) = 2•(34,18 + 38,5) = 146 см,

где длина лобовой части полувитка средней катушки:

l_ск.о =ф_ko (1 - б/2) +2а + b_k•z_ko/2 +?( z_ko /2 - 1) = 37,03•(1 - 0,66/2) + 2•2,5 +1,226•6/2+ + 0,5•(6/2-1) = 34,48см.

Здесь a = 25 мм, ? = 5 мм.

Рис.3.Паз компенсационной обмотки

Длина торцевого участка лобовой части средней катушки:

ф_ko = р•(D_а + 2•д_ГЛ +h_zk) /2•p=3.14•(66 + 2•0,4 +3,921)/2•3 = 37,03 см.

Сопротивление компенсационной обмотки при 20 °С

R_К20 = 2•p•w_k• lс_Р.к.о/57•a²_k •g_k = 2•3•10•1,46/57•1²•140 = 0,0109 Ом,

где a_k -- число параллельных ветвей компенсационной обмотки.

При последовательном соединении катушек a_k = 1.

Масса меди компенсационной обмотки

G_ko = г•g_k • lс_Р.к.о •2•p•w_k= 8,9•140•10 -6 •1,46•2•3•6•103 = 65,5 кг

Расчет магнитной цепи

Расчет и эскиз магнитной цепи (в масштабе 1:1) выполняются одновременно и взаимно уточняются в процессе проектирования. При вычерчивании эскиза магнитной цепи необходимо учесть, что оси пазов компенсационной обмотки выполняются параллельными оси соответствующего дополнительного полюса; воздушный зазор между якорем и главным полюсом - равномерный; геометрическая полюсная дуга равна

b_г = б•ф - 2•д = 0,66•34,5 - 2•0,4 = 22 см.

Шаг пазов компенсационной обмотки не должен быть кратным зубцовому шагу якоря

t _1k= (1,4-1,7)•t ₁= 1,5•2,15 = 3,24 см.

Размещают пазы компенсационной обмотки от края полюсного наконечника к середине так, чтобы головка крайнего зубца, ближайшего к дополнительному полюсу, была не менее 4...5 мм по условию механической прочности. Пример эскиза магнитной цепи приведен на рис. 2

Радиальный размер сердечника якоря

h_а = Ф/(2•B_а•k ₁ •l_а )= 0,106/2•1,26•0,94•0,28 = 0,112 м.

Значение индукции в сердечнике якоря В_а принято, согласно данным [2, рис. 13.7], для частоты перемагничивания якоря f= 47 Гц.

Якорь выполняется с двумя рядами вентиляционных каналов по 22 канала в ряду диаметром d_к = 30 мм.

Внутренний диаметр дисков якоря

D_i = D_а - 2(h_z + h_a +1/2•n_к•d_k) = 66 - 2•(4,19 + 11,2 + 0,5•2•3) = 32,18 см,

где n_к - число рядов каналов.

Объем сердечника якоря

V_a= р/4[(D_а- 2 h_z)² -D_i ² - m_k d_k ²]•l_a •k₁ =

= р/4[(66-2•4,19)²-32,18²-44•3²]•28•0,94 = 42562 см³ = 0,049152 м³,

 где m_к - общее число каналов.

Масса сердечника якоря

G_а = г•Vа = 7,8•0,049152•10³ = 383 кг.

Ширина полюса

b_m = у•Ф/(В_m•k_i •l_m ) = 1,15•0,106/1,42•0,8836•0,28= 0,21 м = 21 см,

где у = 1,15 - коэффициент рассеивания магнитного потока главного полюса;

k_i = k₁ •k₂ = 0,94•0,94 = 0,883 - коэффициент, учитывающий покрытие листов железа полюса толщиной 0,5 мм лаком (k₁ = 0,94) и неплотности сборки (k₂ = 0,94);

l_m = l_а - длина полюса.

Радиальная длина полюса предварительно (с учетом компенсационной обмотки)

h_m = 0,3•ф= 0,3•0,345 = 0,103 м =10,3 см.

Внутренний диаметр станины

D_j = D_a + 2•(д + h_m) = 66 +2•(0,4 + 10,3) = 87,4 см.

Примем D_j = 88,0 см, тогда h_m = 10,6 см.

Приближенно масса всех полюсов:

G_m = 2•p•b _m •l _m •k _I•h _m •г•10³ = 2•3•0,21•0,28•0,883•0,106•7,8•10³ = 258 кг

Примем индукцию в станине B_j = 1 ,4 Тл, а толщину станины двигателя с компенсационной обмоткой

b_j = 0,35•b_m = 0,35•21 = 7,35см,

тогда осевая длина магнитопровода станины:

l_j = у•Ф/(2• b_j •B_j )= 1,15•0,106/2•0,0735•1,4 = 0,413 м.

Масса станины:

G_j = р(D_j + b_j)•l _j • b_j •г•10³ = р•(0,88 + 0,0735)•0,413•0,0735•7,85.10³ = 714 кг.

Намагничивающая сила воздушного зазора

F_д = 0,8•k_д•д•B_д•106 = 0,8•1,398•0,004•1,524•10⁶= 4286 А.

Намагничивающая сила зубцов якоря

Fz = Нz •hz= 70000•0,0419 = 2933 А,

при k_z?= t_1/3/k_i •z_1/3- 1 = 1,97/0,94•0,82 - 1 = 2,55 - 1 = 1,55 и В_z1/3=2,2 Т

напряженность магнитного поля равна Нz = 70000 А/м [1, кривая на рис. 13.8].

Намагничивающая сила спинки сердечника якоря

F_а = H_а•0,4ф = 1870•0,4•0,345 = 258 А

при Ва=1,26 Тл и напряженности магнитного поля Н_а= 1870 А/м [1, рис. 13.8].

Намагничивающая сила, приходящаяся на станину:

F_j = Н_j•L_j = 1900•0,65•0,345 = 426 А,

при Bj-= 1,4 Т, Нj = 1900 А/м [1, кривая на рис. 13.8] и средней длине магнитной силовой линии станины Lj= (0,65-0,75) ф.

Намагничивающая сила зубцов компенсационной обмотки полюса

F_zko = H_zko •h_ko = 5000•0,0392 = 196 А,

при этом:

B_zko = у•Ф/S_zК.0= 1,05•0,106/0,03 =1,7 Тл ,

где S_zК.0- площадь поперечного сечения зубцов полюса на 1/3 их высоты от якоря (см. рис. 2).

S_zК.0=2[(A-b_{п к.0}•n_a)+В+С]•l_m•0,97=2[(0,054-0,01226•1)+0,02+0,012]•0,28•0,97= 0,04 м²

где n_a - число пазов на участке А.

Напряженность магнитного поля H_zko=5000 А/м по кривой намагничивания электротехнической стали якоря (полюсы с компенсационной обмоткой выполняются из той же стали, что и якорь [1, рис.13.8]) при B_zko =1,8 Т.

Намагничивающая сила сердечника полюса:

F_m = Н_m(h_m-h_zko)= 1893•(0,103 -- 0,0392) = 121 А:

При B_m =1,42 Т и H_m= 1893 А/м.

Сумма намагничивающих сил

F=F_д +F_z+F_a+F_j+F_zko+F_m= 4286 + 2933 + 258 + 426 + 196 + 121 = 8220 А

Общая намагничивающая сила главного полюса для создания заданного магнитного потока в машине с учетом неполной компенсации н.с. якоря и неплотного прилегания полюса к станине

F_b = 1,02•8220 = 8384 А.

Число витков катушки главного полюса, учитывая резистор, включенный параллельно обмотке возбуждения и ответвляющий 3% тока якоря:

w_s = F_b/0,97•I_Н = 8384/0,97•532 = 16,247 витков;

примем w_s = 16.

Определение параметров главных полюсов

Сечение проводников катушки главного полюса:

q_s =в_н• I_н/j_s = 0,97•532/3,5 = 153 мм²,

где js -- плотность тока в катушке (принимается 3,5...6 А/мм2).

Выбираем провод с размерами aхb = 3,1^x50 ммхмм, сечением 153 мм².

Средняя длина витка для катушки в виде винтовой спирали

L's= 2(lm+ bm) + р*b = 2*(21 + 22) + 3,14*5,0 = 243 см.

Общая длина проводов катушки

L_s= 1,05•2р• L'_s•w_s •10 -2 = 1,05•2•3•243•16•10-2 = 245м.

Масса меди катушек главных полюсов

G_s = 8,9• L_s •q_s•10³ = 8,9•245•153•10-6•10³ = 333,6 кг.

Сопротивление катушек главных полюсов при 20 °С

R_s20 = L_s /57• q_s = 245/ 57•153 = 0,028 Ом.

Размеры катушки главного полюса, выполненной в виде винтовой спирали, приведены в табл. 3.

Таблица 3

Наименование	Материал	Размеры мм	Число слоев	Общая толщина, мм
Проводник	Медь МГМ	50/3,1	1/16	50/49,6
Межвитковая изоляция	Прокладки из асбестовой бумаги	-/0,5	-/8	-/4
Корпусная изоляция	Стеклослюдинитовая лента	0,09/0,09	16/16	1,44/1,44
Отклонение по допускам и выравнивающие прокладки	--	--	--	- /6,76
Выступание межвитковой изоляции	--	--	--	3,56/-
Итого: 55/61,8

Примечание. В числителе - ширина, в знаменателе - высота.

Сечение проводников катушки дополнительного полюса

q_w = I_н/j_w=532/5,95 = 93 мм².

Выбираем провод с размерами: a_w^xb_w=10^x9,5 мм^хмм, сечением 93 мм².

Средняя длина витка катушки

L'_w = 2(l_w+ 0,3•ф) = 2(28 + 0,3•34,5) = 62,7 см.

Общая длина проводов

L_w = 1,05•2•р• L'_w •w_w •10 -2 = 1,05•2•3.62,7•17•10-2 = 67,2 м.

Масса меди катушек дополнительных полюсов

G_w = 8,9 • L_w • q_w • 10³ = 8,9•67,2•93•10-6•10³ = 55,6 кг.

Сопротивление катушек дополнительных полюсов при 20 °С

R _w20 = L_w /57• q_w = 67,2/57•93 = 0,0126 Ом.

Масса сердечников дополнительных полюсов

G_mw= г•2р•b_mw •l_mw •h_mw= 7,8•2•2•3•0,044•0,385•0,097•103 = 77 кг.

Размеры катушки дополнительного полюса приведены в табл. 4.

Таблица 4

Наименование	Материал	Размеры мм	Число слоев	Общая толщина мм
Проводник	Медь МГБ	10/9,5	1/17	10/161,5
Межвитковая изоляция	Прокладки из асбестовой бумаги	-/0,5	-/6	-/3,0
Корпусная изоляция	Стеклослюдинитовая лента	0,09/0,09	16/16	1,44/1,44
Покровная изоляция	Стеклолента	0,1/0,1	4/4	0,4/0,4
Отклонения по допускам и выравнивающие прокладки	--	--	--	-/2,66
Выступание межвитковой изоляции	--	--	--	3,5/-
Суммарная ширина и толщина катушки 15,34/169

Примечание. В числителе приведена ширина, в знаменателе - высота.

Расчет коммутации и параметров дополнительных полюсов

Удельная магнитная проводимость пазовой и лобовой частей секции обмотки:

л_N= 0,6•(h_z/b_п) + l_s/l_a = 0,6•(42,1/10,0) + 47,15/28 = 4,21.

Среднее значение реактивной э.д.с. за цикл коммутации:

е_Rср = 2•w_sA•l_аV_a л_n •10⁶ = 2•1•3,28•10⁴•0,21•36,95•4,21•10 ^-б = 4,29В.

Коэффициент пульсации тока к_i при питании тягового двигателя от контактной сети переменного тока принимается равным 0,25. Поэтому дополнительная реактивная э.д.с., связанная с пульсацией тока, определяется равной 0,25 части средней реактивной э.д.с., умноженной на 0,5:

?е_ср=k_w •к_i• е_Rср = 0,5•0,25•4,29 = 0,536 В,

где К_№ - коэффициент, определяющий степень компенсации дополнительной реактивной э.д.с. дополнительными полюсами.

Таким образом, полное среднее значение реактивной э.д.с. будет определяться следующим выражением в моменты максимума тока:

е'_Rср = е_Rср +?е_ср = 4,29 +0,536 = 4,83 В.

Расчет индукции под дополнительными полюсами проводится по среднему значению реактивной э.д.с. той секции, которая занимает среднее положение в якорной катушке. Коммутация в этой секции проходит во время нахождения паза под серединой добавочного полюса. Средняя реактивная э.д.с. в ней е_R за период коммутации примерно в 1,1 больше средней э.д.с. за цикл коммутации Т_z, то есть

е_R = 1,1• е_Rср =1,1 •4,29 = 4,72В.

Примем длину дополнительного полюса l_w равной длине сердечника якоря

l_w ⁼ l_a⁼ 28 см.

Индукция под дополнительным полюсом

В_w = е_R /(2 l_w •w_s •V_а )= 4,72/2•0,28•1•32,3 = 0,26 Тл.

Зазор под дополнительными полюсами со стороны якоря д_w выполняется на 2…4 мм большим, чем под главными полюсами.

Если д_w = 8 мм, то ширина наконечника дополнительного полюса

b_w= b_км - 4 •д_w = 5,23 - 4•0,8 = 2,03 см.

(примем b_w = 2,6 см).

Наконечник дополнительного полюса выполняется со скосами под углом 45° до ширины 3,6 см для получения плавной кривой коммутирующей э.д.с. е_k наиболее приближенной к кривой реактивной э.д.с. e_R. При этом ширина равновеликого по площади прямоугольника, отражающего распределение индукции под дополнительным полюсом, примерно равна удвоенному зубцовому делению:

b_wi = 2•t₁ =2•2,16 = 4,3см.

Коммутирующий поток равен

Ф_w =В_w •1 _w • b_wi = 0,26•0,28•0,043 = 3,13•10 ^-3 Вб.

Поток рассеяния дополнительных полюсов в 2-3 раза превышает коммутирующий поток. Примем коэффициент рассеяния у_w = 3, тогда поток дополнительного полюса получается равным

Ф_wm = у_w •Ф_w= 3•3,13•10 ^-3 = 9,39• 10 ^-3 Вб.

Сечение дополнительного полюса принимается из условия, что индукция в нем В_w не превышает значения

B_w= 1,2/k_i= 1,2/1, 6 = 0,75 Тл,

где К-коэффициент перегрузки тягового двигателя по току в пусковом режиме.

Ширина сердечника дополнительного полюса

b_w = Ф_wm /(В_w•1_w )= 9,39•10^-3/0,26•0,28 = 0,044 м = 4,4 см.

Учитывая, что В_п - индукция в сердечнике дополнительного полюса, а при выходе из сердечника в станину часть потока рассеивается и индукция уменьшается, для расчета намагничивающей силы, преодолевающей сопротивление второго воздушного зазора, принимаем В'_w = = 0,312 Т, т.е. в 2,4 раза меньше, чем в сердечнике.

Для снижения вероятности возникновения кругового огня на коллекторе, при резких повышениях тока, между станиной и дополнительными полюсами выполняется второй зазор, приблизительно равный первому.

Примем д_wi = 0,5 см.

Современные тяговые двигатели электровозов выполняются с компенсационной обмоткой, значительно повышающей их эксплуатационную надежность.

Намагничивающая сила дополнительного полюса, необходимая для создания коммутирующего магнитного потока:

F_w = 0,8• д_w •k _wд •B _w 10 ⁶ +0,8• д_wi • B `_w •10 ⁶ +0,5•A•ф-F _ko = =0,8•0,008•1,109•0,75•10⁶ + 0,8•0,005•0,312•10⁶ +0,5•5,12•10 ⁴ •0,345-6000 = 7307А

где коэффициент зубчатости якоря для зазора равен:

k _wд =t₁+10• д_w /(z₁+10• д_w )= (2,16+ 10•0,8) /(1,15+ 10•0,8) = 1,11

Первые две составляющие намагничивающей силы дополнительного полюса отражают падение магнитного потенциала в зазорах, третья составляющая связана с компенсацией поля якоря, четвертая - с наличием компенсационной обмотки (значение F_ко определяется при расчёте главной магнитной цепи).

Число витков катушки дополнительного полюса

w_w = F_w/I_Н = 7307/532 = 13,735

примем w_w = 14.

Определение потерь и КПД двигателя

Потери в проводниках определяются для номинального режима при температуре обмоток 115 °С (ГОСТ 2582-81).

Потери в обмотке якоря

Р_CuN=(1+95•0,004)•I_н²•R_a20 = 1,38•532²•0,0318 = 12420 Вт.

Потери в обмотке дополнительных полюсов

Р_Cuw = (1 + 95•0,004)•I_н2•Rw₂₀ = 1,38•532²•0,0126 = 4921Вт.

Потери в компенсационной обмотке

Р_{Cu ko}=(1+95•0,004)•I_н2•R_k20 = 1,38•532²•0,0109= 4257 Вт.

Потери в обмотке возбуждения, учитывая степень возбуждения в= 0,97;

P'_{Cu s} = (1 + 95•0,004)( в _н•I_н)2•Rs₂₀ = 1,38•(0,97•532)²•0,028 = 10290 Вт.

Общие потери в обмотке возбуждения и в параллельно подключенном к ней резисторе

P_{Cu s} = (1 + 95•0,004)•I_н2• в _н • R_s20 = 1,38•532²•0,97•0,028 = 10610 Вт.

Потери на коллекторе:

- электрические

Р_к.э = ?U_щ•I_н = 2•532 = 1064 Вт;

- на трение щеток

Р_кт=р'•с•s_щ•2р•V_к= 3,5•10⁴•0,28•12,24•10^-4•2•3•24,94 = 1795 Вт

при давлении щеток р' = 3,5•104 Н/м² (350 г/см²) и коэффициенте трения с=0,21.

Магнитные потери в якоре без учета добавочных потерь

P'_Fe=у_Fe •f^1.6 •10² •(B_z?² •V_z •k_z +B_a •V_a)= =0,9•471,6•10²•(2,72•0,0075•1,2+1,262•0,0425) = 6003 Вт,

где у_Fe -- удельные потери в стали марки 2212;

k_z -- коэффициент, учитывающий неравномерность распределения индукции по высоте зубца [1, рис. 13.11].

С учетом добавочных потерь [1, табл. 13.4] потери в стали, будут равны:

Р_Fе = Р'_Fе ( 1 + k_Fe) = 6003•( 1 + 0,3) = 7804 Вт.

Потери на трение в подшипниках

Р_п = 30•(⁴v1000•P_н) = 30•(⁴ v1000•750) = 852 Вт.

Потери на трение о воздух

Р_в =7•D⁴_a •(l _a +?l _в )•n_Н³•10^-6 =7•0,66⁴•(0,28+ 0,27) •916³•10^-6= 561 Вт.

Механические потери:

Р_мех =Р_п +Р_в =852+561=1413 Вт.

Сумма потерь:

?Р= Р_CuN + Р_Cuw + Р_{Cu ko} + P_{Cu s} + Р_к.э + Р_кт + Р_Fе + Р_п +Р_в =

= 12420+4921+4257+10610+1064+1795+7804+852+561 = 44280 Вт.

Определив потери двигателя, находим его к.п.д.

з= Р_н/(Р_н + ?Р) = 750/(750 + 44,280) = 0,936.

Ток двигателя при номинальной мощности

I_н= Р_н/U_н• з = 750•10³/685•0,936= 534,188 А.

тяговый двигатель шестерня катушка

Вследствие незначительности расхождения с расчетным током I_н =532 А поправок в расчет не вносим.

Расчет электромеханических характеристик

Расчет кривой намагничивания

Расчет характеристики намагничивания Ф=f(I_в) производится для номинального магнитного потока Ф_н и для 9/8•Ф_н. Результаты расчета приведены в табл. 5

Таблица5

Участок	Магнитная цепь	Ф = 0,106 Вб = Фн	Ф = 0,119 Вб = 9/8•Фн
	Сечение м2	Длина м	В т	Н А/м	F А	B т	H А/м	F А
Зазор	0,0877	0,004	0,965	-	4286	1086	-	4822
Зубцы якоря	0,03	0,0414	1,79	70000	2898	2,013	104	4140
Сердечник якоря	0,0425	0,137	1,26	1870	258	1,417	2100	290
Сердечник главного плюса	0,037	0,064	1,42	1893	121	1,6	5000	320
Зубцы компен-сационной обмотки	0,03	0,0392	1,8	5000	196	2	15000	588
Станина	0,038	0,224	1,4	1900	426	1,575	3800	852
Итого					8347			11194
Неплотности и неполная компенсация н.с. якоря					167			224
Сумма					8514			11418



Кривая намагничивания

Коэффициент насыщения магнитной цепи

К_н =?F_н /F_д = 8514/4448 = 1,91.

Расчет скоростной характеристики

А. При номинальном поле (U= 685 В, в= 0,97)

Скоростная характеристика рассчитывается по формуле

n=(U-I•?R)/(к_n•Ф)

При этом

к_n = (р/а)•(N/60) = (3/3)•(768/60) = 12,8.

Сопротивление цепи при 115 °С

?R = [1 + б_и(и-и_о)](R_aи0 + R_sи0+ R_kи0+ R_wи0) + R_щ = [1 + 0,004•(115 - 20)]•

•(0,0318 + 0,028 + 0,0109 + 0,0126) + 2/1000 = 0,117 Ом.

Последняя составляющая R_щ представляет собой сопротивление щеточного контакта (падение напряжения под щеткой принимается постоянным и равным 2 В при всех значениях тока якоря).

Расчет скоростной характеристики при номинальном поле сведен в табл. 6.

Таблица 6

I A	IВ А	F A	Ф Вб	I•?R В	n об/мин
138	133,86	2194,2	0,025	16,146	2278,8
275	266,75	4372,5	0,041	32,175	1369,2
413	400,61	6566,7	0,0465	48,321	1189,1
551	534,47	8760,9	0,051	64,467	1067,7
689	668,33	10955,1	0,058	80,613	924,3
826	801,22	13133,4	0,0635	96,642	831,2

Скоростная характеристика

При максимальной скорости электровоза Vмах=100 км/ч, соответствующей частоте вращения якоря n_мах= 1696 об/мин, мощность двигателя должна быть не ниже 0,66 от номинальной, т. е.

Р_{n мах} = 429 кВт.

Приняв к.п.д. равным з=0,95 в этом режиме, получим значение тока якоря

I=429•10³/1300•0,95 = 347А.

Реактивная э.д.с. при этом будет равна

e_Rnмах = e_Rн •(I/I _н)•( n_мах / n_н )=4,21•(347/532)•(1696/916) = 5,084 В,

что позволяет ожидать искрение в пределах до 1 ј --1 Ѕбалла.

Магнитный поток, соответствующий этому режиму:

Ф_{0 п} = (U-I• ?R)/k_п• n_мах =(1300 - 360•0,117)/19,2•1696 = 0,0253 Вб,

что соответствует намагничивающей силе F= 2200 А по магнитной характеристике Ф(F) и току возбуждения Iв = F/w_s = 2200/16 = 137,5А.

При этом соотношение между магнитными потоками и токами возбуждения при ослабленном и полном поле будет

Ф_{0 п} /Ф_пп = 0,0253/0,0435= 0,581;

в_мин= I_в/I = 137,5/360 = 0,382.

Б. При ослабленном поле (степень возбуждения в_мин = 0,377)

В связи с наличием компенсационной обмотки размагничивающее действие якоря не учитывается. При подключении параллельно обмотке возбуждения резистора (с целью ослабления магнитного поля) общее сопротивление якорной цепи уменьшается и составляет ?R = 0,100Ом.

Расчет скоростной характеристики при ослабленном поле приведен в табл. 7.

Таблица 7

I,A	IВ, А	F, A	Ф, Вб	I•?R, В	n, об/мин
360	137,5	2186,5	0,0253	36	2211
413	157,7	2508,5	0,028	41,3	1988
551	210,5	3346,6	0,0325	55,1	1690,5
689	263,2	4184,8	0,037	68,9	1465,5
826	315,5	5017	0,041	82,6	1305
964	368,2	5855,2	0,0435	96,4	1213,6

Скоростная характеристика

Расчет к.п.д. производится для номинального (в = 0,97) и ослабленного (вмин = 0,382) полей. Потери в стали якоря пересчитываются относительно их значения P'Fe при номинальном токе якоря пропорционально (n/n_н)1.6 и (Ф/Ф_н)2. Потери в подшипниках и на трение о воздух принимаются пропорциональными (n/n_н)1.5. Потери от трения щеток принимаются пропорциональными n/n_н. Электрические потери на коллекторе не выделены: они входят в общие электрические потери.

К.п.д. з = P₂/P₁; Р₂= Р₁- ?P; Р₁= U•I; ?P - потери.

Результаты расчета магнитных потерь при номинальном поле приведены в табл. 8, результаты расчета к.п.д. - в табл. 9.

Таблица 8

I, A	n/nн	(n/nн)1,6	(Ф/Фн)2	(n/nн)1,6•(Ф/Фн)2	Р'Fe, Вт	1+КFе	РFe,Вт
138	2,13	3,35	0,24	0,804	4559,5	1,22	5562,6
275	1,23	1,39	0,64	0,889	5041,5	1,23	6201
413	1,11	1,18	0,83	0,979	5551,9	1,26	6995,4
551	1,0	1,0	1,0	1,0	5671	1,30	7372
689	0,86	0,78	1,29	1,006	5705	1,38	7872,9
826	0,77	0,65	1,55	1,007	5710,7	1,48	8451,8

Таблица 9

I,A	(n/nн)1,5	Pмех, Вт	Ркт, Вт	I2•?R,Вт	РFe,Вт	?P,Вт	з, о.е.
138	3,1	4981,7	4870,1	2228,1	5562,6	17642,5	0,884
275	1,36	2185,5	2136,5	8848,1	6201	19371,1	0,936
413	1,16	1864,1	1822,4	19956,5	6995,4	30638,4	0,933
551	1,0	1607	1571	35521,3	7372	46071,3	0,924
689	0,79	1269,5	1241,1	55542,3	7872,9	65925,8	0,913
826	0,67	1076,7	1052,5	79826,3	8451,8	90407,3	0,901

Аналогичные результаты расчета при ослабленном поле приведены в табл. 10 и 11.

Таблица 10

I,A	n/nн	(n/nн)1,6	(Ф/Фн)2	(n/nн)1,6•(Ф/Фн)2	Р'Fe,Вт	1+КFе	РFe,Вт
360	2,06	3,17	0,246	0,779	4417,7	1,24	5477,9
413	1,85	2,67	0,301	0,803	4553,8	1,26	5737,7
551	1,58	2,07	0,406	0,840	4763,6	1,3	6192,7
689	1,37	1,65	0,526	0,868	4922,4	1,38	6793
826	1,22	1,37	0,646	0,875	4962,1	1,48	7344
964	1,13	1,21	0,727	0,889	5041,5	1,65	8318,5

Таб л ица 11

I,A	(n/nн)3/2	Pмех, Вт	Ркт, Вт	I2•?R,Вт	РFe,Вт	?P,Вт	з, о.е.
360	2,95	4740,6	4634,5	12960	5477,9	27813	0,930
413	2,51	4033,5	3943,2	17056,9	5737,7	30771,3	0,932
551	1,98	3181,8	3110,6	30360,1	6192,7	42845,2	0,929
689	1,6	2571,2	2513,6	47472,1	6793	59349,9	0,922
826	1,34	2153,4	2105,1	68227,6	7344	79830,1	0,912
964	1,2	1928,4	1885,2	92929,6	8318,5	105061,7	0,901

Расчет вращающего момента производится по формуле

M=9,55•U•I•з/n

Значения I, n ,з берут из табл. 6-11.

Результаты расчета вращающего момента приведены в табл. 12

Номинальное поле	Ослабленное поле
I, А	n, об/мин	з, о.е.	М, Нм	I, А	n, об/мин	з, о.е.	М, Нм
138	2278,8	0,884	567,5	360	2211	0,930	1605
275	1369,2	0,936	1993	413	1988	0,932	2052,5
413	1189,1	0,933	3435	551	1690,5	0,929	3210
551	1067,7	0,924	5055	689	1465,5	0,922	4595
689	924,3	0,913	7214,5	826	1305	0,912	6119,2
826	831,2	0,901	9491,3	964	1213,6	0,901	7586,7

Графики к.п.д. при полном и ослабленном полях и электромеханические характеристики двигателя приведены на рис. 4.

Тепловой расчет обмотки ТД

Производится с использованием чертежей двигателя, на основе которых определяются площади сечения каналов движения охлаждающего воздуха.

Общее сопротивление воздухопровода:

z=z_вх+z₁•z₂/(vz₁+vz₂)²+z_вых= 34 + 582•2650/(v532 + v2650)²+50,5 = 354 Н•с/м⁵.

Необходимый расход воздуха

Q= ?Р/1100•и _в= 46071,3/1100•24,5 = 1,71 м³/с.

Соотношение между количеством воздуха, проходящего внутри якоря Q₂ и между катушками Q_1:

Q₂ /Q₁ = v(z₁/z₂)= v(78087667)= 0,47.

Отношение количества воздуха, проходящего внутри якоря Q₂ к общему расходу воздуха Q:

Q₂/ Q = 0,47/(0,47 + 1) = 0,32.

Таким образом,

Q₂ = 0,32• Q; Q₁=(1/(1+0,47))• Q =0,68• Q_.

Расчет аэродинамического сопротивления воздушных каналов двигателя сведен в табл. 13.

Тепловой расчет выполняется для номинального (часового) и длительного режимов работы двигателя.

Предположим, что при длительном протекании часового (номинального) тока 532 А перегрев обмотки якоря составит 140 °С. При этом потери в обмотке якоря будут равны

Р'_Cu= I _н ² •R_а20•[1+0_.004•(165-20)] ⁼ 551²•0,0318•1,58= 15254Вт.

При расчете добавочных потерь в стали половина их, оцениваемая коэффициентом k_Fe, относится к стали, а половина - к меди.

Потери в стали:

Р_Fe = Р'_Fe•(1+1/2•0,3) = 5671•1,15 = 6521,65 Вт.

Расчетные потери в меди с учетом добавочных:

Р_Cu=Р'_Cu + 0.15• Р'_Fe = 15254+ 0,15•5671 = 16104,65 Вт.

Таблица 13

Участок	Сечение gi,м2	Характеристика сопротивления	Коэффициент аэродинамического сопротивления тi •102, Па•с2/м2	gi2 •104, м4	тi/ gi2
1.Общее входное отверстие	0,135	Потеря динамического напора	62	182	34 zвх=34
2.Вход в междукатушечное пространство 3.Вход в кольцевое пространство задней камеры	0,04 0,04	Вход в отверстие с прямоугольными краями Потеря динамического напора	31 62	16 16	194 388 z1=582
4.Вход под коллекторную втулку 5.Поворот на 135о 6.Вход в якорные каналы 7.Якорные каналы 8.Расширение при выходе из якорных каналов 9.Вход в кольцевое пространство задней камеры	0.025 0.022 0.031 0.031 0.031 0.08	Вход в отверстие с острыми краями Угол поворота в=135о Вход в отверстие с острыми краями Потеря динамического напора 0,031/0,08=0,39 Потеря динамического напора	31 32 31 80 23 62	6.25 4.84 9.61 9.61 9.61 64	496 661 323 833 240 97 z2=2650
10.Выход из двигателя	0.135	Вход в отверстие с острыми краями и потеря динамического напора	30+62=92	182	50.5 zвых=50,5

Тепловые сопротивления схемы замещения якоря определяются с учетом скорости движения воздуха (табл. 14) относительно теплоотдающих поверхностей при расходе воздуха Q= 1,71 м³/с и коэффициенте его подогрева а=0,3.

Таблица 14

Название поверхности	Формула для определения скорости воздуха	Скорость воздуха, м/с
Поверхность катушек	Vm= 0,68• Q /0,04 = 0,68•1,71/0,04	29,07
Наружная поверхность якоря	Vab =v(Va2 +Vm2) =v(32.32+342)	47
Каналы коллекторной втулки	Vк в = 0,32• Q /0,022 = 0,32•1,71/0,022	24,87
Каналы обмоткодержателя	Vo к = 0,32• Q /0,08 = 0,32•1,71/0,08	6,84
Вентиляционные каналы якоря	Vак= 0,32• Q /0,031 = 0,32•1,71/0,031	17,6

1. Тепловое сопротивление пазовой изоляции при теплопроводности л = 0,26 Вт/м•град:

R_в=в/S_в•л= 0,155•10^-2/1,63•0,26 = 3,6•10^-3 град/Вт,

где

S_в = z•(2•h_z + b_п)•l_а = 96•(2•3,56 + 1,0)•21,0 = 16370 см² = 1,63 м²;

в =1/2•( b_п -b_N)= Ѕ•(1,0 - 0,69) = 0,155 см = 0,155•10 ^-2 м.

2. Тепловое сопротивление наружной поверхности лобовых соединений:

R₁= в ₁/S₁• л₁ + 1/ S₁ •б₁(1+-vV_ab)(1 -0,5а) =

= 0,465•10^-2/0,539•0,26+ 1/0,539•13 (1 + v47)(1 -0,5•0,3) = 54,6-10"³ град/Вт;

 при этом:

- толщина изоляции лобовых соединений с учетом толщины стеклобандажа

в ₁= 0,155•10 ^-2 + 0,31•10 ^-2 = 0,465•10^-2 м;

- теплоотдающая поверхность

S₁ = р•D_а•?l_В ⁼ 3,14•66•26 = 5391 см² = 0,539 м²,

где ?l_В- сумма вылетов лобовых частей обмотки якоря определяется по [1, рис. 2].

3. Тепловое сопротивление изоляции обмоткодержателей

R₂ = в ₂/S₂• л₂ + 1/ S₂ •б₂(1+-vV_ok)(1 -0,5а) =

=0,387•10^-2/0,4719•0,26 +1/0,4719•16,7(1 +v6,84) (1 - 0,5•0,3) = 70,5•10^-3;

при этом:

- толщина изоляции принимается в 2,5 раза больше пазовой, т.е.

в ₂ = 2,5•0,155 = 0,387 см = 0,387• 10^-2 м;

- поверхность соприкосновения лобовых частей обмотки с обмоткодержателями (на обе стороны лобовых частей)

S₂ = р•( D_а - 2•h_z) •?l_В = 3,14•(66 - 2-4,22)•26 = 4719 см² = 0,4719 м²;

- скорость воздуха в каналах обмоткодержателей

V_ok = 8,0м/с;

- коэффициент теплоотдачи с поверхностей обмоткодержателей при V =0

б₂ = 16,7Вт/м²•град.

4. Тепловое сопротивление наружной поверхности якоря

R₃ = 1/ S₃ •б(1+-vV_ab)(1 -0,5а) =1/0,7983•16,7•(1 + 0,8 v47)(1 - 0,5•0,3) =

=13,6•10^-3 град/Вт,

где S₃ = р•D_a•l_a = 3.14•66•38,5 = 7983 см² = 0,7983 м²; б = 16,7 Вт/ м²трад.

5 . Тепловое сопротивление поверхности вентиляционных каналов

R₄= 1/ S₄•б(1+-vV_ak)(1 -0,5а) =1/1,59•16,7•(1+v20.6)•(1-0.5•0.3)=8.0•10^-3град/Вт

где S₄=р•d_k•n_k•l_a= 3.14•3•44•38,5 = 15965 см² = 1,59 м²; б = 16,7 Вт/ м²•град.

6.Общее тепловое сопротивление параллельно включенных сопротивлений R₁и R₂

R _I =R ₁•R ₂/(R ₁+R ₂ )=54,6•10^-3•70,5•10 ^-3/(54,6 +70,5)•10 ^-3 = 30,77•10^-3 град/Вт.

7.Общее тепловое сопротивление параллельно включенных сопротивлений R₃ и R₄

R _II =R ₃•R ₄/(R₃+R₄ )= 13,6•10^-3•8,0•10^-3/(13,6+8.0)•10^-3= 5,0•10^-3град/Вт.

Расчет перегрева обмотки якоря производится по тепловым схемам (рис. 5) методом наложения. Перегрев обмотки якоря равен произведению теплового потока, проходящего по сопротивлению R _I на это сопротивление

Q=?P _{R I}• R _I.

Суммарный поток определяется частью теплового потока P_Cu , равного P_Cu1 , и частью теплового потока P_Fe , равного P_Fe2:

?P _{R I}= P_Cu1• P_Fe2.

Рис. 5. Тепловые схемы для расчета перегрева обмотки якоря над температурой окружающей среды

Для определения теплового потока P_Cu1 рассматриваем схему только с одним источником - P_Cu (рис. 5, б).

Составляем уравнения, аналогичные уравнениям электрических цепей

P_Cu ⁼ P_Cu1 + P_Cu2, (1)

P_Cu1• R _I = P_Cu2•(R_в+ R _II)

Решая эти уравнения, получаем

P_Cu1= P_Cu •(R_в+ R _II)/ (R _I +R_в+ R _II)=20,1 7•(1, 90 + 5,0)•10^-3/(30,77 + 5,0 + 1,9)•10^-3 = =3,69кВт .

Аналогично решается задача, когда рассматриваются в качестве источника тепловой энергии потери в стали (рис. 5, в);

P_Fe1= P_Fe•(R_в+ R _I)/ (R _I +R_в+ R _II)=8,05•(1,9 + 30,77)• 10^-3/(30,77 + 5,0 +1,9)•10^-3 = 7,0кВт;

P_Fe2 = P_Fe - P_Fe1= 8,05 - 7,0 = 1_,05 кВт.

Суммарный тепловой поток, проходящий по сопротивлению /?]:

?P _{R I}= P_Cu1 + P_Fe2 = 3,69 + 1,05 = 4,74 кВт.

Перегрев при установившемся тепловом равновесии и потерях, соответствующих часовому режиму:

и_?= (P_Cu1 + P_Fe2) • R _I = 4,74•10³•30,77•10^-3 = 146 °С.

I. Определение постоянной времени нагревания:

Т_а = [(С_Cu•G_N+С_i •G_i +1,1•С_Fe•G_Fe)/3600]•R_Cu =

=[(390•127,3+1250•20,1 + 1,1•480•530)/3600]•4,3•10^-3 = 0,422ч, где

- тепловое сопротивление поверхности от якоря к воздуху:

R_Cu = R_I• R _II/ (R _I + R _II)=30,77•10 ^-3•5,0•10^-3/(30,77•10 ^-3+ 5,0•10 ^-3) = 4,3•10 ^-3 град/Вт;

-значение теплоёмкости принимается по [2,табл.11,4];

-масса изоляции обмотки:

G_i=г_i[b_n(h_z-h_km)-g_N•N_z]((l_a+L'_z)/2+A_S)•z= 2[0,1.(0,422 - 0,05) - 0,0024•8]((3,85 + 8,6)/2+ +0,2)•87= 20,1 кг.