Реферат : Методическое руководство по расчету машины постоянного тока (МПТ) 


Полнотекстовый поиск по базе:

Главная >> Реферат >> Остальные работы


Методическое руководство по расчету машины постоянного тока (МПТ)




Министерство образования Российской Федерации

Пермский государственный технический университет

Е.Ф.Беляев

РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВНИЕ

ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА

МАЛОЙ МОЩНОСТИ

Утверждено Редакционно-издательским советом

университета в качестве учебно-методического

пособия по курсовому проектированию

Пермь 2001

УДК 621.313

Б44

Рецензент

канд. техн. наук, доц. А.И. Судаков

Беляев Е.Ф.

Б44 Расчет и проектирование электрических машин постоянного тока малой мощности: Учебно-метод. пособие по курсовому проектированию / Перм. гос. техн. ун-т. Пермь, 2000. 72 с.

Изложены методы расчета геометрии конструктивных элементов, параметров и рабочих характеристик машин постоянного тока, выполняемые вручную и на ЭВМ. Приведена методика расчета оптимальных размеров магнита постоянного тока для возбуждения машин, а также упрощенный тепловой расчет. Теоретические вопросы проиллюстрированы примерами расчета.

Предназначено для студентов заочных отделений вузов специальности “Электромеханика”, занимающихся изучением вопросов проектирования электрических машин.

УДК 621.313

 Пермский государственный

технический университет, 2000

ВВЕДЕНИЕ

Проектирование электрических машин (ЭМ) включает расчёт и конструирование. Расчёт машины представляет математически неопределённую задачу т.к. число неизвестных подлежащих определению превышает число уравнений. Поэтому в процессе расчёта приходится задаваться некоторыми величинами используя опыт проектирования подобных машин и экспериментальные данные. В процессе расчёта как правило рассматривают несколько вариантов окончательно принимая наиболее выгодный.

Проектирование электрических машин включает в себя следующие этапы:

  1. Составление технического задания. Выясняются основные требования предъявляемые заказчиком к электрической машине соответствие техническим условиям или стандартам если таковые имеются.

  2. Предварительный расчёт основных размеров электрической машины и их соответствие техническому заданию.

  3. Предварительный расчёт характеристик машины и оценка её нагрева. Анализируются результаты расчётов различных вариантов и производится выбор наиболее соответствующего выбранному критерия оптимальности.

  4. Уточнение конструкции электрической машины исходя из результатов предыдущего этапа. Полученные материалы являются основой для составления эскизного проекта машины.

  5. Изготовление и испытание опытных образцов электрической машины.

  6. Корректировка расчётов размеров и параметров машины с учётом результатов испытаний и составление технического проекта.

  7. Выпуск опытной партии электрических машин и составление соответствующей технической документации.

Одновременно с указанными этапами работы производится разработка технологической документации определяются требования к используемым материалам и комплектующим изделиям. При этом технологический отдел конструкторского бюро осуществляет привязку технологического процесса к существующему оборудованию или разрабатывает задание на технологическое оборудование.

Результаты расчёта ЭМ достаточно хорошо согласуются с опытом лишь при проектировании машин средней и большой мощностей. В этом случае расхождение расчётных и экспериментальных данных в среднем не превышает 10%. Для машин малой мощности эти погрешности значительно больше и расхождение между расчётными и опытными данными может достигать 40% .

Исходными данными для проектирования являются следующие данные: полезная мощность Рн Вт; номинальное напряжение Uн В; частота вращения nн об/мин; способ возбуждения последовательное параллельное постоянные магниты; режим работы продолжительный кратковременный повторно-кратковременный; исполнение закрытое защищённое.

Расчётный формуляр проектируемой машины должен содержать: исходные данные для проектирования данные расчётов и графическую часть. Последняя включает в себя общий вид и разрез машины эскиз листа статора и якоря эскиз паза в разрезе с обмоткой и изоляцией развёрнутую схему обмотки якоря рабочие характеристики ЭМ. Расчёт габаритов параметров и величин характеризующих МПТ производится с использованием системы СИ.

1. ОСНОВНЫЕ РАЗМЕРЫ МАШИНЫ

Для уменьшения магнитных потерь магнитопровод якоря МПТ малой мощности набирается из штампованных листов электротехнической стали толщиной 02 035 и 05 мм. Размеры якоря определяются мощностью машины частотой вращения и режимом её работы.

  1. Для определения размеров якоря используют расчётную (электромагнитную) мощность которая зависит от ЭДС обмотки якоря.

Для двигателя постоянного тока

(1.1)

где Е, a ЭДС и ток якорной обмотки;

U напряжение, подводимое к двигателю;

Uщ падение напряжения в щётках;

Рн номинальная мощность двигателя;

н номинальный КПД двигателя;

Рм Рщ потери в якорной цепи и щётках двигателя при номинальном токе.

Потери в обмотке якоря и щётках для длительного режима можно принять равными 2/3 общих потерь двигателя:

(1.2)

где Р суммарные потери двигателя.

В этом случае расчётная мощность двигателя определяется следующим выражением:

. (1.3)

В электродвигателях повторно-кратковременного или кратковременного режимов работы потери в меди обмотки и щётках составляют в среднем около 34 общих потерь. Поэтому для определения расчётной мощности используется формула

. (1.4)

В генераторах постоянного тока продолжительного режима потери в обмотке якоря и щётках составляют в среднем около половины общих потерь. Расчётная мощность для этих машин может быть рассчитана по формуле


(1.5)

где в ток возбуждения генератора.

Это выражение обычно преобразовывают к виду

. (1.6)

Значения КПД двигателя и генератора в зависимости от мощности и режима работы представлены в табл. 1.

Таблица 1

Значения КПД машин постоянного тока %

РН Вт

Режим

РН Вт

Режим

длительный

кратковременный

длительный

кратковременный

10

38

30

200

63

52

20

45

38

300

66

56

30

50

42

400

70

58

40

53

45

500

72

60

50

55

47

600

74

62

60

57

48

700

75

63

70

58

49

800

76

64

80

59

50

900

77

65

90

60

51

1000

78

66

100

60

51

Приведённые величины КПД являются ориентировочными и слабо влияют на габариты МПТ. Более точные значения КПД получаются после полного её расчёта.

2. Величина тока якоря рассчитывается по следующим выражениям:

а) для двигателя последовательного возбуждения

; (1.7)

б) для двигателя параллельного возбуждения

; (1.8)

в) для генератора параллельного возбуждения

. (1.9)

Предварительное значение тока возбуждения может быть принято равным 10 20 от величины полного тока причём большее значение для машин меньшей мощности.

ЭДС обмотки якоря рассчитывается через ранее найденную расчётную мощность:

(1.10)

3. Машинную постоянную рассчитывают по уравнению

(1.11)

где коэффициент полюсной дуги, = 06 07

В магнитная индукция в воздушном зазоре, Тл

AS линейная нагрузка якоря, А/м.

Величины магнитной индукции и линейной нагрузки зависят от мощности и скорости вращения якоря машины. Ориентировочные значения этих величин представлены в табл. 2.

Магнитная индукция и линейная нагрузка определяют габариты машины: чем больше эти величины тем меньше её размеры. Однако при чрезмерных значениях магнитной индукции происходит сильное насыщение участков магнитопровода машины возрастает МДС обмотки возбуждения и следовательно увеличиваются размеры машины. Кроме того происходит интенсивный нагрев магнитопровода и снижение КПД машины.

Таблица 2

Магнитная индукция и линейная нагрузка

для машин постоянного тока малой мощности

Магнитная индукция Тл

Линейная нагрузка А/м

Длительный режим

Кратковременный режим

Длительный режим

Кратковременный режим

110-3

022

0245

40 50

80

210-3

026

029

50 60

100

310-3

0275

033

60 68

115

410-3

030

034

63 73

122

510-3

031

035

68 80

130

610-3

032

036

70 82

139

710-3

033

037

71 82

143

810-3

0335

038

72 82

148

910-3

034

039

85-88

152

110-2

035

041

90

155

210-2

037

044

110

162

410-2

040

047

115

175

610-2

043

049

118

183

810-2

045

051

120

195

1010-2

046

053

121

202

1210-2

0465

054

123

207

1410-2

047

055

125

212

1610-2

047

055

125

219

При чрезмерных значениях линейной нагрузки увеличивается реактивная ЭДС коммутируемых секций что вызывает ухудшение коммутации МПТ. Помимо этого значительно возрастает поток поперечной реакции якоря вследствие чего может произойти перемагничивание полюса. Для исключения этого явления приходится увеличивать воздушный зазор машины и габариты обмотки возбуждения. Для крупных МПТ значения магнитной индукции составляют 05-10 Тл линейной нагрузки до 10000 60000 А/м.

Отношение длины якоря lo к его диаметру Da изменяется в широком диапазоне:

.

Если рассчитывается серия машин с одним и тем же диаметром то величина этого отношения может достигать 20 25. Чаще всего принимается равным 08 12.

При выборе величины необходимо учитывать что в коротких машинах уменьшается величина реактивной ЭДС и следовательно улучшаются условия коммутации. Однако исходя из экономических соображений относительную длину якоря стремятся увеличить так как стоимость коллектора и подшипников практически не зависит от длины машины а минимум меди якорной обмотки достигается при приближении к 15. Если же машина должна иметь пониженный момент инерции якоря то относительную длину приходится принимать выше указанного значения.

Выбрав величину рассчитывают диаметр якоря:

(1.12)

Тогда длина якоря

(1.13)

Полученные значения округляют до ближайшего стандартного типоразмера (прилож., табл. 1).

  1. Окружная скорость вращения якоря

(1.14)

Окружная скорость якоря МПТ малой мощности может достигать 20 25 м/с.

  1. Полюсное деление

(1.15)

В машинах малой мощности число полюсов принимается как правило равным двум. При мощностях Рн 200 Вт магнитную систему выгоднее выполнять четырёхполюсной. При этом уменьшается поток полюса и следовательно сечение и масса магнитопровода машины. Уменьшается также масса меди якоря из-за уменьшения длины лобовых частей якорной обмотки. В результате этого снижается расход активных материалов машины. Вместе с тем с увеличением числа полюсов возрастает трудоёмкость изготовления машины вследствие уменьшения размеров её деталей. Кроме того увеличивается напряжение между коллекторными пластинами что обусловливает необходимость увеличения числа коллекторных пластин и диаметра коллектора. Тем не менее в настоящее время наметилась тенденция к выполнению четырёхполюсных машин даже при сравнительно малых мощностях.

Расчётная полюсная дуга

(1.16)

Увеличение коэффициента расчётной полюсной дуги приводит к уменьшению габаритов машины. При этом однако уменьшается межполюсное расстояние что может привести к увеличению магнитного поля от главных полюсов в зоне коммутации и ухудшению процесса коммутации.

  1. Частота перемагничивания стали якоря

(1.17)

7. Воздушный зазор МПТ малой мощности выбирается минимально возможным. Однако для того чтобы магнитное поле не изменяло знака на протяжении полюсной дуги необходимо выполнение следующего условия:

(1.18)

где Fн и Fzн МДС воздушного зазора и зубцовой зоны МПТ при номинальном токе.

Принимая ориентировочно

(1.19)

и учитывая соотношения связывающие МДС и магнитную индукцию в воздушном зазоре получим:

для электродвигателей с продолжительным режимом работы

; (1.20)

для электродвигателей с кратковременным режимом работы

; (1.21)

для генераторов

. (1.22)

2. ПАРАМЕТРЫ ОБМОТКИ ЯКОРЯ

В МПТ малой мощности применяются простые петлевые обмотки при 2р = 2 и простые волновые при 2р = 4. Кроме того для машин малой мощности весьма перспективно применение постоянных магнитов позволяющих уменьшить потребляемую из сети мощность за счёт отсутствия тока возбуждения повысить КПД а в ряде случаев уменьшить габариты машины.

  1. Полезный поток одного полюса машины

(2.1)

  1. Число проводников обмотки якоря

(2.2)

где а  число параллельных ветвей якорной обмотки машины (для машин малой мощности обычно а = 1).

10. При выборе числа пазов необходимо руководствоваться следующим. Слишком малое число пазов приводит к значительным пульсациям ЭДС машины а слишком большое число к уменьшению ширины зубцов и их насыщению. Необходимо учитывать также что увеличение числа зубцов приводит к нерациональному использованию площади паза так как при уменьшении размеров пазов площадь занимаемая изоляцией остаётся прежней. Предпочтение отдаётся нечётному числу в этом случае уменьшаются пульсации поля под полюсами вызывающие появление переменной ЭДС ухудшающей коммутацию. Однако при нечётном числе пазов становится затруднительной машинная намотка якоря. Для МПТ малой мощности число пазов якоря

Z = (3 4) Da (23)

где диметр якоря измерен в сантиметрах.

  1. Число коллекторных пластин выбирается равным числу элементарных пазов исходя из соотношения:

K = ZЭ = uП Z (2.4)

где uП число элементарных пазов в реальном пазу, выбирается таким образом чтобы среднее напряжение между коллекторными пластинами не превышало допустимого значения:

Обычно uП = 2 3. В случае волновой обмотки при нечётном числе пазов якоря uП должно быть числом нечётным так как только при этом условии возможно выполнение симметричной обмотки с целым шагом.

  1. Число витков в секции обмотки якоря

(2.5)

Число витков в секции должно быть целым. Поэтому рассчитанное по (2.5) значение округляется а число проводников обмотки якоря соответствующим образом корректируется. Окончательные значения uП и Wс принимаются после проверки коммутации т.к. величина реактивной ЭДС определяющей характер процесса коммутации пропорциональна числу Wс.

  1. Для простой петлевой обмотки шаги обмотки якоря

; (2.6)

для простой волновой обмотки

если y чётное число

если y нечётное число.

После определения параметров якорной обмотки составляется таблица обхода и вычерчивается её схема.

  1. Линейная нагрузка якоря принимается с учётом скорректированного числа проводников обмотки якоря

(2.7)

Полученная величина линейной нагрузки не должна отличаться от ранее принятой более чем на 5%. В противном случае в качестве исходного значения AS принимается найденное по (2.7) и производится повторный расчёт.

3. РАЗМЕРЫ ЗУБЦОВ, ПАЗОВ И ПРОВОДНИКОВ

ОБМОТКИ ЯКОРЯ

В МПТ малой мощности часто используются пазы круглой овальной и трапецеидальной формы. Наиболее технологичны и просты в изготовлении пазы круглой формы. Поэтому если площадь круглого паза соответствует расчёту то при всех прочих равных условиях предпочтение отдаётся круглому пазу. Овальная и трапецеидальная формы паза увеличивают его площадь по сравнению с пазом круглой формы при том же диаметре якоря.

Площадь паза якоря зависит от количества и сечения проводников обмотки якоря. В свою очередь сечение проводника определяется величиной тока якоря и его допустимой плотностью которая зависит от режима работы машины способа охлаждения класса изоляции коэффициента теплоотдачи.

15. Интенсивность нагрева МПТ определяется удельной тепловой нагрузкой (Вт/м2) которая для продолжительного режима записывается в виде

q = M (1 + 01 V) (3.1)

где M предельно допустимое превышение температуры корпуса над температурой окружающей среды определяемое классом изоляции. Температура окружающей среды принимается при расчётах равной 400 С

  коэффициент теплоотдачи поверхности якоря в неподвижной среде составляющий в среднем 14 18 Вт/(К м2) для машин закрытого исполнения без вентилятора и 36 44 Вт/(К м2) для машин защищённого исполнения с встроенным вентилятором

V окружная скорость якоря в машинах без вентилятора, V = Va.

Работа встроенного вентилятора приводит к увеличению потока охлаждающего воздуха и, следовательно, к увеличению скорости его движения V:

V = (Va2 + Vв2)1/2 (3.2)

где Vв окружная скорость лопаток вентилятора,

Vв = Dв nн / 60; (3.3)

Dв диаметр колеса центробежного вентилятора,

Dв = (125 14) Da.

Удельная тепловая нагрузка для кратковременного режима работы

(3.4)

здесь tр время работы двигателя с

Tр постоянная времени нагрева вращающегося якоря, с

. (3.5)

. (3.6)

Для МПТ работающих в повторно-кратковременном режиме,

(3.7)

где функция (tр /Tр) определена зависимостью времени работы машины и паузы:

(tр /Tр) = 1+ exp ( а1 tр / Tр) + exp ( 2 а1 tр / Tр) +

+ exp (n 1) а1 tр / Tр (3.8)

где n число циклов работы

(3.9)

ТП постоянная времени охлаждения неподвижного якоря, с;

tП время паузы, с.

16. Выражая потери в якорной цепи машины через линейную нагрузку и плотность тока в проводниках обмотки можно получить выражение плотности тока при заданной линейной нагрузке и допустимом превышении температуры M:

а) для МПТ при 2р = 2 и n 5000 об/мин

(3.10)

при 5000 n 10000 об/мин

(3.11)

при 10000 n 15000 об/мин

(3.12)

б) для МПТ при 2р = 4 и при n 5000 об/мин

(3.13)

при 5000 n 10000 об/мин

(3.14)

при 10000 n 15000 об/мин

. (3.15)

  1. Предварительное сечение проводников обмотки якоря

(3.16)

По полученному сечению рассчитывается диаметр провода (выбирается ближайшее его значение) марка и необходимый класс изоляции (прилож., табл. 2). Для выбранного провода определяется сечение и реальная плотность тока в якорной обмотке.

  1. Предварительная величина площади паза якоря

(3.17)

где Nп число проводников в пазу якоря,

Nп = N / Z (3.18)

Sa.из сечение изолированного проводника якорной обмотки,

Sa.из = dиз2 / 4 (3.19)

dиз диаметр изолированного проводника обмотки якоря

Кз.п коэффициент заполнения паза предварительное значение которого

принимается равным 030 046 При меньших значениях Кз.п заполнение паза будет рыхлым т.е. проводники обмотки будут подвижными. При больших значениях Кз.п выполнение обмотки становится невозможным т.е. в пазу не удаётся разместить необходимое число проводников.

  1. Размеры паза и зубцов. Рассчитав площадь паза необходимо определить его размеры. Поскольку наиболее технологичным является круглый паз, проверяется возможность его реализации. Диаметр круглого паза

dп = (4 Sп / )0,5. (3.20)

Кроме того необходимо учесть наличие щели паза через которую производится укладка проводников обмотки. Высота щели hщ обычно не превышает 10 15 мм а её ширина bщ = (2 8)dиз причём больший размер для более тонких проводов. Приняв указанные размеры и определив число пазов и их диаметр рисуют в масштабе эскиз листа якоря (рис.1).

Если необходимое число пазов удаётся разместить на листе якоря то определяют размеры зубцов для трёх сечений.

Зубцовое деление якоря

tZ = Da / Z. (3.21)

Максимальная ширина зубца

bZ1 = tZ bщ. (3.22)

Ширина зубца в основании паза

(3.23)

Рис.1. Пазы якоря круглой формы

Ширина паза в среднем сечении

(3.24)

Минимальную ширину зубца желательно проверить по величине магнитной индукции в этом сечении исходя из того что весь поток зубцового деления проходит через зубец:

(3.25)

где Kз.с коэффициент заполнения стали. Его величина зависит от толщины листа и вида изоляции. Для современных сталей величина Kз.с=095 097 (прилож., табл. 4).

Максимальная величина магнитной индукции в зубцах МПТ малой мощности не превышает 18 Тл а ширина зубцов якоря по технологическим условиям штамповки должна быть не менее 15 мм.

На практике чаще всего реализовать круглый паз необходимой площади не удаётся. Поэтому наиболее распространены пазы якоря овальной или трапецеидальной формы (рис.2) позволяющие получать значительные площади паза при небольшой его ширине. Важным достоинством пазов указанной формы является постоянная ширина зубцов якоря которая как и в предыдущем случае, должна быть не менее 15 мм.

Рис.2. Пазы якоря трапецеидальной формы

Ширина зубца может быть рассчитана исходя из допустимых значений магнитной индукции Bz по выражению (3.25).

Для определения размеров паза в крупном масштабе изображается лист якоря. При известном числе пазов окружность якоря разбивается на соответствующее число секторов по осям которых в том же масштабе изображаются зубцы якоря необходимой ширины.

Ориентировочная высота паза рассчитывается по выражению

hп = (Dа dв 2 ha), (3.26)

hп = (022 03) Dа.

Диаметр вала МПТ

dв = (018 024) Dа.

Высота спинки якоря выбирается из допустимых значений магнитной индукции на этом участке:

(3.27)

где Ва магнитная индукция в спинке якоря максимальная величина которой не должна превышать 15 Тл.

Таким образом задаваясь величинами диаметра вала спинки якоря и зная диаметр якоря можно уточнить высоту паза hП.

Максимальная и минимальная ширина овального паза может быть приближённо рассчитана по следующим выражениям:

(3.28)

(3.29)

а высота средней части паза

h12 = hп hщ 2 2. (3.30)

По рисунку паза рассчитывается его площадь которая корректируется исходя из условия размещения проводников в пазу Так для трапецеидального паза

. (3.31)

После этого можно уточнить размеры зубца якоря в частности его ширину. Увеличение ширины зубца приводит к уменьшению его магнитной индукции следовательно уменьшению потерь в стали зубцов уменьшению МДС обмотки возбуждения её веса и габаритов.

  1. При 2р =2 средняя длина проводников обмотки якоря

la = l0 + 12 Da (3.32)

при 2р =4

la = l0 + 08 Da. (3.33)

  1. В нагретом состоянии сопротивление обмотки якоря

. (3.34)

В этом выражении M = 57 106 (Омм)-1 электропроводность меди при температуре окружающей среды. Температурный коэффициент меди

K = 1 + 0004 ( окр) (3.35)

где рабочая температура;

окр температура окружающей среды, окр = 20 0С.

  1. Падение напряжения в обмотке якоря

Ua = Ia Ra (3.36)

Величина Ua составляет обычно 10 20 от номинального напряжения. Меньшие значения относятся к машинам с высокими номинальными напряжениями Uан 110 В работающим в длительном режиме.

  1. КОЛЛЕКТОР И ЩЁТОЧНЫЙ АППАРАТ

В настоящее время коллекторы машин малой мощности выполняются чаще всего с пластмассовой изоляцией. Коллекторные пластины изготовляются из твёрдотянутой меди трапецеидального сечения с впадинами в виде «ласточкина гнезда» (рис. 3).

В некоторых конструкциях коллекторные пластины изолируются друг от друга миканитовыми прокладками толщиной 06 08 мм чаще для изоляции используется та же пластмасса что и для крепления коллекторных пластин.

Более совершенными технологиями изготовления коллекторов являются малоотходные с использованием цельных заготовок из листов меди или медного порошка.

Толщина кольца коллектора выбирается с учётом износа коллектора и дальнейшей его проточки и составляет

К = (0102) DK .

Рис.3. Коллектор машины постоянного тока

Коллектор должен быть изолирован от вала машины Для этой цели также используется изолирующая пластмасса.

Щётки и прижимные пружины размещаются в трубчатых или коробчатых щёткодержателях.

Различают радиальные и реактивные щёткодержатели. В радиальных щёткодержателях щётка располагается перпендикулярно поверхности коллектора в реактивных под некоторым углом по ходу вращения коллектора обеспечивая при этом более надёжный контакт. Реактивные щёткодержатели обычно применяются в нереверсивных МПТ имеющих одно направление вращения.

  1. Предварительный диаметр коллектора

DK = (05 09) Da.

  1. В машинах малой мощности ширина коллекторной пластины bK принимается равной 25 мм. Толщина изоляции между коллекторными пластинами bиз = 06 08 мм.

Коллекторное деление

(4.1)

Для правильно спроектированного коллектора должно выполняться соотношение

tк = bк + bиз. (4.2)

Ширина коллекторной пластины при этом должна соответствовать ГОСТ 413475. Определив tк уточняют диаметр коллектора используя выражение (4.1).

Окружная скорость коллектора

Vк = Dк n / 60. (4.3)

  1. В МПТ малой мощности для улучшения коммутации наиболее часто используются твёрдые медно-графитовые или электрографитированные щётки, которые меньше подвержены износу, что увеличивает надёжность работы машины.

Размеры щёток выбираются исходя из допустимой для каждого типа щёток плотности которая лежит в широких пределах: 40 200 А/см2 (наиболее часто 100 150 А/см2). Тогда выбрав тип щёток и определив допустимую для них плотность тока Jщ можно рассчитать площадь щётки:

(4.4)

С другой стороны

Sщ = ащ bщ (4.5)

где aщ осевая ширина щётки;

bщ ширина щётки по окружности коллектора ориентировочно принимает- ся

bщ = (2 3) bк.

Выбрав стандартный размер ширины щётки bщ (ГОСТ 122322.1-77) определяют осевой размер щётки ащ удовлетворяющий необходимой площади. Осевая длина щётки также должна соответствовать указанному стандарту. После определения размеров щёток уточняют получаемую при этом плотность тока используя выражение (4.4) Величина плотности не должна превосходить допустимого значения для выбранного типа щёток.

26. Активная длина коллектора по оси вала

lк = (1,5 20) ащ.

Полная длина коллектора

lк = lк + (3 5) da

где da диаметр проводника обмотки якоря без изоляции.

  1. Проверка коммутации. В МПТ малой мощности добавочные полюса не выполняются а щётки устанавливаются строго на линии геометрической нейтрали. Вследствие этого в коммутируемых секциях наводится реактивная ЭДС еR и ЭДС от поля реакции якоря еа которая также замедляет процесс коммутации. Наличие этих ЭДС приводит к увеличению плотности тока под сбегающим краем щёток и следовательно к повышенному искрению. Интенсивность искрения зависит от величины суммарной ЭДС в коммутируемой секции

которая не должна превосходить определённого значения.

Среднее значение реактивной ЭДС в коммутируемой секции определяется выражением

еR = 2 WС AS l0 Va . (4.6)

Удельная магнитная проводимость потоков рассеяния  для пазов овальной и трапецеидальной формы определяется выражением

(4.7)

где bП1 и bП2 максимальная и минимальная ширина паза.

ЭДС от реакции якоря при установке щёток на линии геометрической нейтрали

(4.8)

где a средняя длина магнитной силовой линии в межполюсном пространстве,

. (4.9)

Для благоприятной коммутации МПТ малой мощности необходимо чтобы величина результирующей ЭДС ер в коммутируемой секции не превышала 15 В. В случае невыполнения этого условия необходимо либо уменьшить число витков в секции либо уменьшить величину линейной нагрузки сохранив при этом габариты машины за счёт увеличения магнитной индукции в воздушном зазоре.

На процесс коммутации может оказывать влияние магнитное поле полюсов величина которого в зоне коммутации теоретически должна быть равной нулю. Однако если ширина зоны коммутации близка к расстоянию между полюсными наконечниками соседних полюсов то в зоне коммутации будет ощущаться влияние их магнитного поля. Для того чтобы исключить это влияние необходимо ограничить ширину коммутационной зоны bк до определённых размеров:

(4.10)

где bщ ширина щётки приведённая к окружности якоря,

(4.11)

tк коллекторный шаг приведённый к диаметру якоря,

. (4.12)

Для благоприятной коммутации необходимо

bк 08 ( b0). (4.13)

5. МАГНИТНАЯ СИСТЕМА МАШИНЫ

ПОСТОЯННОГО ТОКА

Магнитопровод МПТ малой мощности изготовляется чаще всего шихтованным из электротехнической стали причём полюса выполняются заодно с ярмом статора. Значительно реже магнитопровод статора изготовляется сплошным из труб малоуглеродистой стали. Полюса машины в этом случае изготовляются отдельно также из мягкой малоуглеродистой стали. В последнее время полюса прессуются из порошковых ферромагнитных материалов. Магнитопровод якоря для уменьшения потерь во всех случаях выполняется шихтованными из малокремнистых электротехнических сталей.

  1. Определение геометрических размеров.

Воздушный зазор:

 = К (5.1)

где K коэффициент воздушного зазора (коэффициент Картера),

(5.2)

Высота сердечника полюса hпл предварительно принимается равной (024  04) Dа. Полученное значение hпл должно быть уточнено после расчёта обмотки возбуждения исходя из необходимой площади окна для размещения обмотки.

Осевая длина полюса для МПТ малой мощности обычно равна длине якоря:

lпл = l0.

Магнитная индукция в сердечнике полюсов принимается равной 12 15 Тл для машин работающих в длительном режиме и 14 16 Тл для машин с кратковременным режимом работы. Исходя из этих значений, рассчитывается сечение сердечника полюса

(5.3)

где коэффициент рассеяния магнитного потока с учетом того, что помимо основного магнитного потока по сердечнику полюса проходит поток рассеяния. Величина этого коэффициента составляет 108 112.

Рассчитав площадь сердечника полюса определяют его ширину:

(5.4)

Если полюс выполнен сплошным то коэффициент заполнения стали Kз.с = 10.

Сечение магнитопровода станины рассчитывается исходя из допустимых значений магнитной индукции Bст на этом участке которые принимаются равными 12 14 Тл для длительного режима работы машины и до 15 Тл для кратковременного режима. Магнитный поток замыкающийся через станину равен половине потока полюса, отсюда

(5.5)

Большие значения индукции рекомендуются для машин с кратковременным режимом работы.

Высота сердечника станины

(5.6)

Длина станины lст принимается равной длине якоря для машин с шихтованной станиной и lст = l0 + (3 5) мм для машин с отъёмными полюсами. Для станин из литой стали Kз.с = 10.

П

Рис. 4. Магнитная система машины постоянного тока

осле расчёта указанных размеров в масштабе рисуют эскиз магнитной цепи машины по которому определяют длину отдельных участков магнитной цепи (рис. 4).

  1. Расчёт МДС машины постоянного тока.

МДС воздушного зазора

. (5.7)

МДС зубцовой зоны рассчитывается исходя из предположениячто весь магнитный поток зубцового деления проходит через зубец. Если при этом использованы пазы прямоугольной формы то ширина зубцов оказывается переменной и магнитная индукция в различных сечениях различна. В этом случае расчёт МДС производится для трёх различных сечений зубца максимального среднего и минимального:

(5.8)

(5.9)

(5.10)

Рассчитав значения магнитных индукций по кривым намагничивания выбранного сорта электротехнической стали (прилож., табл. 5 13) определяют соответствующие значения напряжённостей магнитного поля .

При расчёте МДС зубцов необходимо скорректировать их ширину таким образом чтобы максимальная величина магнитной индукции не превышала 18 Тл.

МДС зубцовой зоны определяется по формуле Симпсона:

(5.11)

Здесь принято что высота зубца равна высоте паза.

Для машин малой мощности чаще всего используются пазы овальной или трапецеидальной формы. В этом случае ширина зубца во всех сечениях одинакова и расчёт значительно упрощается так как магнитная индукция и напряжённость магнитного поля в любом сечении зубца оказываются одинаковыми:

(5.12)

AWZ = 2 HZ hп. (5.13)

МДС сердечника якоря. Уточнённое значение магнитной индукции в сердечнике якоря

(5.14)

По рассчитанному значению магнитной индукции и кривой намагничивания электротехнической стали определяется величина напряжённости магнитного поля в спинке якоря и МДС этого участка:

AWa = Ha La (5.15)

где средняя длина магнитной силовой линии

(5.16)

Величина магнитной индукции в сердечнике полюса уточняется по выражению:

(5.17)

По кривой намагничивания материала полюсов и полученному значению магнитной индукции определяется напряжённость магнитного поля и рассчитывается величина МДС полюсов машины:

AWпл = 2 Hпл hпл. (5.18)

МДС станины. Магнитная индукция в станине

(5.19)

Средняя длина магнитной силовой линии в станине

(5.20)

По рассчитанному значению магнитной индукции Вст и кривой намагничивания материала станины определяется напряжённость магнитного поля Hст и соответствующая МДС:

AWст = Hст Lст. (5.21)

Если полюса выполнены отъёмными то между станиной и сердечником полюса существует воздушный зазор ст = (0035 005) мм. В этом случае необходимо определить МДС этого зазора:

(5.22)

Результирующая МДС машины на пару полюсов в режиме холостого хода

AWв = AW + AWz + AWa + AWпл + AWст + AWст. (5.23)

  1. Характеристика холостого хода (х.х.х) МПТ это зависимость ЭДС обмотки якоря от МДС возбуждения (или тока возбуждения) при неизменной частоте вращения и отсутствии тока якоря.

Расчёт х.х.х производится в такой последовательности:

- задаются произвольными значениями ЭДС якорной обмотки Е;

- рассчитываются соответствующие значения магнитного потока

; (5.24)

- рассчитываются соответствующие значения магнитной индукции в воздушном зазоре с использованием выражения (2.1);

- рассчитываются значения МДС для всех участков магнитной цепи и суммарная МДС возбуждения на пару полюсов в соответствии с выражениями п.29.

Производимые расчёты сводятся в таблицу (табл. 3 по данным которой строится зависимость Е = f(AWв) х.х.х.).

  1. МДС реакции якоря. При работе МПТ под нагрузкой по обмотке якоря протекает ток и вокруг проводников обмотки создаётся магнитное поле называемое полем якоря. Рабочие характеристики МПТ определяются результирующим магнитным полем в зазоре машины т.е. зависят и от поля якоря.

Воздействие магнитного поля якоря на основное поле машины создаваемое обмоткой возбуждения называют реакцией якоря.

Для учёта магнитного поля якоря его МДС представляют в виде суммы двух составляющих МДС поперечной и продольной реакции якоря.

Таблица 3

Расчёт характеристики холостого хода МПТ

Величина

ЭДС якоря

05 Е

08 Е

10 Е

11 Е

12 Е

13 Е

Магнитный поток Фо Вб

Магнитная индукция в воздушном зазоре В Тл

Магнитная индукция в зубцах якоря Вz Тл

Магнитная индукция в спинке якоря Ba Тл

Магнитная индукция в сердечнике полюса Bпл Тл

Магнитная индукция в станине Вст Тл

Магнитная индукция в зазоре между полюсом и станиной Вст Тл

МДС воздушного зазора AW А

МДС зубцовой зоны AWz А

МДС спинки якоря AWa А

МДС сердечника полюса AWпл А

МДС станины AWст А

МДС зазора между станиной и полюсом AWст А

Суммарная МДС на пару полюсов: AWв = AW А

Кроме того на магнитное поле машины оказывают действие коммутационные токи протекающие в секциях якоря при переключении их из одной параллельной ветви в другую. МДС коммутационных токов проявляется при замедленной или ускоренной коммутации и носит продольный характер.

Поперечная МДС при ненасыщенной машине искажает магнитное поле, не изменяя его величины. При насыщении машины МДС поперечной реакции якоря ослабляет магнитное поле.

Поскольку МПТ работают как правило с той или иной степенью насыщения можно считать что поперечная реакция якоря имеет размагничивающий характер независимо от режима работы МПТ (двигательный или генераторный).

При установке щёток строго на линии геометрической нейтрали продольная МДС якоря теоретически равна нулю. Однако в реальных машинах установить щётки на линии геометрической нейтрали не удаётся; они оказываются смещёнными по ходу вращения машины. Вследствие этого появляется незначительная продольная МДС которая как правило носит намагничивающий характер в двигателях и размагничивающий в генераторах. Процесс коммутации в МПТ без добавочных полюсов оказывается замедленным коммутационная МДС носит продольный характер т.е. намагничивает машину в режиме двигателя и размагничивает в режиме генератора. Поскольку обмотка возбуждения должна скомпенсировать поле реакции якорято МДС реакции якоря рассчитывается следующим образом:

для двигателей:

AWR = AWаq AWad АWк, (5.25)

для генераторов

AWR = AWаq + AWadWк (5.26)

где AWаq МДС поперечной реакции якоря;

AWad МДС продольной реакции якоря;

АWк коммутационная МДС.

Так как поперечный магнитный поток замыкается через зубцовую зону и воздушный зазор машины для определения поперечной реакции якоря используется переходная кривая намагничивания (рис. 5):

В = f (AW + AWz) / 2

которая строится по данным табл. 3. На этой кривой по оси ординат откладывается номинальная величина магнитной индукции в воздушном зазоре (точка а) и определяется соответствующая номинальная МДС (точка б). Влево и вправо от этой точки в масштабе МДС откладываются отрезки бв и бг изображающие МДС поперечной реакции якоря:

бв = бг= AS b0 / 2. (5.27)

Рис.5. Переходная характеристика машины постоянно-

го тока

Так как величины отрезков бв и бг пропорциональны величине расчётной полюсной дуги а ординаты пропорциональны магнитной индукции то площади криволинейных треугольников аде и аgк представляют соответственно уменьшение магнитного потока от реакции якоря под одним краем полюса и его возрастание  под другим. Разница площадей этих треугольников определяет уменьшение магнитного потока машины вследствие действия поперечной реакции якоря. Для компенсации этого размагничивающего действия необходимо увеличить МДС обмотки возбуждения на определённую величину которая определяется следующим образом. Прямоугольник сдвигается вправо таким образом, чтобы площади полученных криволинейных треугольников амf и аpn стали равными. Тогда величина МДС на пару полюсов компенсирующая поперечную реакцию якоря определяется выражением

AWaq = 2 mn.

Эта величина может быть найдена и другим способом. Выражая площади криволинейных треугольников и приращений потоков по формуле Симпсона и приравнивая полученные выражения можно определить величину МДС поперечной реакции якоря:

. (5.28)

МДС продольной реакции якоря зависит от сдвига щёток с линии геометрической нейтрали и определяется выражением

AWаd = 2 b AS (5.29)

где b сдвиг щёток с линии геометрической нейтрали вследствие неточности изготовления машины, b = 015 03 мм.

Продольная коммутационная МДС возникающая при замедленной коммутации определяется величиной коммутирующего тока индуктивностью коммутируемых секций переходным сопротивлением щёток и угловой скоростью якоря. Величина коммутационной МДС при номинальном токе машины и номинальной частоте вращения может быть приближённо рассчитана по следующей формуле:

(5.30)

где bк ширина коллекторной пластины;

ASн линейная токовая нагрузка при номинальном токе якоря;

Кк коэффициент, учитывающий падение напряжения в щётках

(5.31)

Полная МДС возбуждения МПТ при нагрузке

AWНАГР = AW + AWz + AWa + AWпл + AWст + + AWR (5.32)

Для двигателей и генераторов параллельного возбуждения вначале определяется ЭДС якоря для электродвигателей

Е = U Ua Uщ (5.33)

и для генераторов

Е = U +Ua + Uщ. (5.34)

По кривой холостого хода определяется результирующая МДС AWНАГР соответствующая найденному значению ЭДС после чего рассчитывается полная МДС с учётом реакции якоря:

AWНАГР= AWНАГР+ AWR. (5.35)

6. РАСЧЁТ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ

6.1. Электродвигатель последовательного возбуждения

  1. Число витков обмотки возбуждения на один полюс

(6.1)

  1. Предварительное сечение обмоточного провода для обмотки возбуждения

Sв = a / jв (6.2)

где jВ плотность тока в обмотке возбуждения выбираемая в зависимости от номинального момента Мн по данным табл. 4.

Мн = 955 Рн nн. (6.3)

Рассчитав сечение провода выбирают номинальное сечение и диаметр провода в соответствии с ГОСТом а затем уточняют реальную величину плотности тока возбуждения:

jв = a / Sв . (6.4)

  1. Сопротивление обмотки возбуждения в нагретом состоянии

(6.5)

где lср средняя длина витка обмотки возбуждения которая определяется по эскизу расположения обмотки на сердечнике полюса.При неотъёмных полюсах машины среднюю длину витка необходимо увеличить на величину (b0 bпл) с тем чтобы была возможность надеть катушку обмотки возбуждения на сердечник полюса через полюсный наконечник.

35. Падение напряжения в обмотке возбуждения

Uв = Ia Rв . (6.6)

  1. Величина ЭДС якоря двигателя последовательного возбуждения при нагрузке

E = UH Ua Uщ Uв. (6.7)

Таблица 4

Плотность тока в обмотке возбуждения МПТ малой мощности (106 А/м2)

Номинальный момент Мн Нм

Режим работ

Номинальный момент Мн Нм

Режим работ

продолжительный

кратковременный

продолжительный

кратковременный

Закрытое исполнение

001

80

160

02

4,6

11,0

002

75

150

04

4,3

10,0

003

70

142

06

4,0

9,5

004

65

135

08

3,8

9,2

005

62

127

10

3,5

9,0

006

58

122

12

3,4

8,8

007

55

117

14

3,2

8,5

008

52

113

16

3,0

8,2

009

50

112

18

2,8

8,0

01

48

110

20

2,7

7,8

Защищённое исполнение с вентилятором

001

115

215

02

94

168

002

108

208

04

90

165

003

105

200

06

84

158

004

102

195

08

80

152

005

98

190

10

76

148

006

97

186

12

72

142

007

96

181

14

70

139

008

95

177

16

68

136

009

95

172

18

66

132

01

95

170

20

65

130

Полученная величина ЭДС не должна отличаться от предварительно выбранного значения более чем на 3%. При большей разнице необходимо скорректи-

ровать число витков обмотки возбуждения. Для этого определяют МДС обмотки

возбуждения по характеристике холостого хода и найденному значению ЭДС прибавляют МДС реакции якоря при номинальной нагрузке уточняют число витков обмотки возбуждения её сопротивление падение напряжения и новое значение ЭДС машины Ea.

  1. Площадь окна для размещения обмотки возбуждения

(6.8)

где fо технологический коэффициент учитывающий промежутки между проводниками и изоляцию провода, fо = 08 084.

Фактическая площадь окна для обмотки возбуждения должна быть увеличена на 10  20 % для учёта возможных неточностей намотки.

Исходя из полученного значения площади окна уточняют высоту сердечника полюса и определяют ширину стороны катушки возбуждения с таким расчётом чтобы обмотка возбуждения свободно размещалась в окне между станиной и полюсным наконечником.

6.2. МПТ с независимым возбуждением

Расчёт обмотки возбуждения в этом случае производится в такой последовательности:

  1. Задаются величиной тока возбуждения

в (5 10)% a.

Большие значения тока принимаются для машин меньшей мощности.

Исходя из режима работы МПТ и её исполнения по данным табл. 4 выбирается величина допустимой плотности тока в обмотке возбуждения jв. После этого рассчитывают сечение провода обмотки возбуждения по выражению

Sв = в / jв . (6.9)

По найденному значению Sв выбирается марка сечение и диаметр провода обмотки возбуждения соответствующего ГОСТу.

39. Зная МДС возбуждения для номинального режима работы AWНАГР рассчитывают число витков обмотки возбуждения на один полюс:

(6.10)

  1. По выражению (6.5) рассчитывается сопротивление обмотки возбуждения в нагретом состоянии а исходя из номинального напряжения сети уточнённые значения тока возбуждения и его плотности которая должна быть близкой к принятому ранее значению.

Площадь окна необходимую для размещения обмотки возбуждения рассчитывают так же как и для машин с последовательным возбуждением.

  1. ПОТЕРИ И КПД МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА

В МПТ различают следующие виды потерь:

потери в обмотках якоря и возбуждения

потери в щётках;

потери в стали якоря;

механические потери;

добавочные потери.

41. Потери в обмотках якоря и возбуждения рассчитываются следующим образом:

для МПТ с последовательным возбуждением

Рма = а2 Ra (7.1)

Рмв = а2 Rв; (7.2)

для машин с параллельным возбуждением

Рмв = UH в. (7.3)



  1. Потери в щётках

Рщ = Uщ а . (7.4)

43. Потери в стали якоря включают в себя потери в сердечнике якоря и потери в зубцах якоря.

Масса стали якоря

Gс.а = 7800  (Dа 2 hп)2 lо 4. (7.5)

Масса зубцов якоря

Gс.z = 7800 Z bZ.CP hП lo. (7.6)

Потери в стали сердечника якоря

Pс.a = pуд Bа2 f1,3 Gс.а. (7.7)

Потери в зубцах якоря

Pс.z = pуд Bz2 f1,3 G с.z. (7.8)

В этих выражениях удельные потери для данного сорта стали принимаются увеличенными в 1,5  1,8 раза.

Потери в стали статора

Pс = Pс.a + P с.z. (7.9)

  1. Полные механические потери включают в себя потери на трение щеток о коллектор, потери на трение в шарикоподшипниках и потери на трение о воздух.

Потери на трение щёток о коллектор

Ртр.щ = 981 Ктр Рщ Sщ Vк (7.10)

где Ктр коэффициент трения щёток о коллектор Ктр = 02 025.

Рщ удельное нажатие щёток Рщ = 196 235 Н/м2 для угольных и угольно-графитовых щёток; Рщ = 20 40 Н/м2 для электрографитированных щёток; Рщ = 15 20 Н/м2 для медно-графитовых щёток; Рщ = 17 22 Н/м2 для бронзо-графитовых щёток.

Sщ поверхность всех щёток;

Vк окружная скорость коллектора.

Потери на трение в шарикоподшипниках

Ртр.под = Кш Gа n 10-3 (7.11)

Для машин малой мощности с шарикоподшипниками Кш = 1 3 Большие значения относятся к машинам меньшей мощности.

Масса якоря Gа может быть рассчитана по приближённой формуле

Gа = 1000 (Da2 lo a + Dк2 lк к) 4. (7.12)

В этом выражении средняя объёмная масса якоря a = 7800 кг/м3 объемная масса коллектора K = 8900 кг/м3.

Потери на трение о воздух могут быть рассчитаны для машин малой мощности с частотой вращения до 12000 об/мин по формуле

Ртр.в = 2 Da3 n3 lо 10-6 (7.13)

при n 12000 об/мин

Ртр.в = 03 Da5 (1 + lo / Da) n3 10-6. (7.14)

Полные механические потери

Рмех = Ртр.щ + Ртр.под + Ртр.в. (7.15)

  1. Полные потери в машине

Р = o (Рма + Рмв + Рщ + Рс + Рмех) (7.16)

где коэффициент o = 11 12 учитывает добавочные потери.

  1. При номинальной нагрузке КПД для двигателя

(7.17)

КПД для генератора

(7.18)

В выражениях (7.17), (7.18) Н = а для электродвигателей последовательного возбуждения; Н = а + В для электродвигателей параллельного возбуждения; Н = а В для генераторов параллельного возбуждения.

Если номинальная мощность электродвигателя

РН = UH Н Р

отличается от заданной то необходимо пересчитать величину номинального тока якоря:

а = 05 А (025 А2 В). (7.19)

Для электродвигателей последовательного возбуждения

(7.20)

для электродвигателей параллельного возбуждения

. (7.21)

После определения нового значения тока необходимо пересчитать величины потерь Рма РМВ РЩ Р а также рассчитать новое значение КПД двигателя.

  1. Рабочие характеристики двигателя постоянного тока. Рабочими характеристиками называются зависимости = f(M) P1 = f(M) P2 = f(M) n = f(M) = f(M).

Расчёт рабочих характеристик рационально вести в виде таблицы заполняемой по мере вычисления отдельных величин.

Величина электромагнитного момента рассчитывается по выражению

(7.22)

Заполнение таблицы следует начинать с номинального значения тока H. Суммарную величину реакции якоря принимают пропорциональной току якоря а величину магнитного потока определяют по кривой намагничивания для каждого значения тока якоря и результирующей МДС с учётом реакции якоря.

По данным табл. 5 строятся рабочие характеристики электродвигателя в общих координатных осях (рис. 6).

Таблица 5

Расчёт рабочих характеристик двигателя постоянного тока

Рассчитываемая величина

Потребляемый из сети или отдаваемый в сеть ток

0,5 H

0,8 H

10 H

1,2 H

Ток возбуждения В А

Ток якоря а А

Падение напряжения Ua В

Падение напряжения Uв В

Падение напряжения UЩ В

Падение напряжения U В

ЭДС якоря Еа В

МДС возбуждения А

МДС реакции якоря А

МДС машины под нагрузкой А

Магнитный поток Вб

Частота вращения об/мин

Потери в якоре Вт

Потери возбуждения Вт

Потери в щётках Вт

Потери в стали Вт

Механические потери Вт

Суммарные потери Вт

Потребляемая мощность Р1 Вт

Полезная мощность Р2 Вт

КПД двигателя

Момент двигателя Нм

48. Для генератора постоянного тока параллельного возбуждения строится внешняя характеристика зависимость напряжения от тока нагрузки U = f () при RB = const.

Для построения внешней характеристики генератора параллельного возбуждения необходимо иметь характеристику холостого хода Е = f (B) которая строится по кривой Е = f (AWB) при известном числе витков обмотки возбуждения. Совместно с характеристикой холостого хода в тех же осях строится вольт-амперная характеристика цепи возбуждения UB = B RB.

В точке пересечения этих характеристик (рис.7) имеем режим холостого хода когда ток якоря a равен нулю а напряжение равно напряжению холостого хода U0. Указанная точка является первой точкой внешней характеристики генератора. С ростом тока якоря возрастает падение напряжения в якорной цепи Ua = a Ra + Uщ и МДС реакции якоря. Эти величины являются катетами прямоугольного треугольника АВС называемого характеристическим. Одна из его вершин (точка А) лежит на характеристике холостого хода а другая вершина (точка С) на вольт-амперной характеристике цепи возбуждения и кроме того определяет величину напряжения генератора при заданном токе якоря.


Рис.6. Рабочие характеристики двигателя последователь-

ного возбуждения

Рис.7. Внешняя характеристика генератора параллельного

возбуждения

Внешнюю характеристику строят таким образом:

для номинального тока якоря определяется падение напряжения в якорной цепи Ua = a Ra + UЩ и ток возбуждения эквивалентный реакции якоря: AWR / (2 WB) т.е. катеты характеристического треугольника

полученный треугольник размещают между кривыми холостого хода и вольт-амперной характеристикой так чтобы его вершины лежали на этих кривых;

откладывая по координатной оси токов якоря его номинальную величину а по оси ординат величину напряжения равную ординате нижней вершины треугольника получают следующую точку внешней характеристики соответствующую номинальному току;

точки внешней характеристики соответствующие другим значениям тока, находят аналогичным образом при построении характеристических треугольников стороны которых пропорциональны данным значениям токов.

8. УПРОЩЕННЫЙ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЁТ МАШИНЫ

ПОСТОЯННОГО ТОКА МАЛОЙ МОЩНОСТИ

Потери выделяемые в элементах электрических машин превращаются в тепло которое вызывает их нагрев и рассеивается в окружающее пространство. По мере увеличения температуры деталей машины увеличивается их теплоотдача в результате чего температура не возрастает до бесконечности а принимает установившееся значение. В этом случае выделившееся в машине тепло полностью отдаётся в окружающую среду. Величина установившейся температуры определяется мощностью потерь габаритами машины и должна соответствовать температурной устойчивости изоляции. Поскольку точный учёт всех факторов нагрева и условий теплоотдачи в машинах малой мощности затруднителен то расчёт превышений температуры элементов машины над окружающей средой производится приближёнными методами.

49. Превышение температуры якоря. При расчётах считается что всё тепло выделяющееся в обмотке якоря передаётся через пазовую изоляцию стали якоря. Поэтому суммарные потери якоря определяемые потерями в обмотке стали якоря и потерями от трения о воздух снимаются охлаждающим воздухом с его поверхности.

Среднее превышение температуры обмотки якоря при установившемся режиме определяется выражением

(8.1)

здесь a  результирующий коэффициент теплоотдачи наружной поверхности якоря Вт/(м2 К)

a = (1 + 01 Va) (8.2)

коэффициент теплоотдачи наружной поверхности неподвижного якоря для машин закрытого исполнения = 14 18 Вт/(м2 К); для машин защищённого исполнения с вентиляцией = 36 44 Вт/(м2 К);

bZ1 ширина вершины зубца якоря;

  общая толщина изоляции от меди до стенки паза

= 1 +2 (8.3)

где 1 толщина пазовой изоляции плюс односторонняя толщина изоляции проводника;

2 эквивалентная межвитковая изоляция проводников в пазу

; (8.4)

здесь ma число проводников в ряду по средней ширине паза;

da.из диаметр изолированного проводника;

Kс коэффициент определяемый выражением

Kс = 1 + 4 (da / da.из 04); (8.5)

коэффициент теплопроводности междувитковой и пазовой изоляции

= (012 013) Вт/(м К);

П периметр паза;

wм.a удельные потери в меди обмотки якоря на единицу длины

(8.6)

wс.a удельные потери в стали якоря на единицу его длины

(8.7)

wТР.В удельные потери трения якоря о воздух на единицу длины якоря

(8.8)

  1. Превышение температуры коллектора. Полные потери в коллекторе

РК = РЩ + РТР.Щ (8.9)

Поверхность охлаждения коллектора

SК.ОХ = DК lК (8.10)

Среднее превышение температуры коллектора над температурой окружающей среды

(8.11)

где к коэффициент теплоотдачи коллекторак = 40 70 Вт/(м2 К).

  1. Превышение температуры обмотки возбуждения. Потери в одной катушке обмотки возбуждения

wM.B = PM.B / 2p. (8.12)

Поверхность охлаждения одной катушки обмотки возбуждения для машины с отъёмными полюсами

SВ.ОХ = 2 (bПЛ + lПЛ + 4 К) hК + 2 (bПЛ + 2 К) К (8.13)

для машины с шихтованной станиной

SВ.ОХ = (b0 + bПЛ + 2lПЛ + 8 К) hК + (b0 + bПЛ + 4 К) К. (8.14)

В этих выражениях: bПЛ и lПЛ ширина и длина сердечника полюса;

К и hК ширина и высота катушки обмотки возбуждения.

Среднее превышение температуры обмотки над температурой окружающей среды

(8.15)

где 0 коэффициент теплоотдачи катушек обмотки возбуждения, для машин закрытого исполнения 0 = 26 30 Вт/(м2 К); для машин защищённого исполнения с вентиляцией 0 = 52 60` Вт/(м2 К).

Рассчитанные значения превышений температуры элементов электрических машин над температурой окружающей среды (ОКР = 400 С) не должны превышать допустимых для выбранного класса изоляции.

9. РАСЧЁТ ПОСТОЯННЫХ МАГНИТОВ ДЛЯ

ВОЗБУЖДЕНИЯ МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА

9.1. Кривые размагничивания постоянных магнитов

В МПТ малой мощности перспективно использование постоянных магнитов позволяющих уменьшить габариты машин и увеличить их КПД.

Расчёт МПТ с постоянными магнитами производится теми же методами что и машин с обмотками возбуждения. Особенностью расчёта является правильный выбор габаритов магнита при известных его параметрах.

Постоянный магнит характеризуется кривой размагничивания снимаемой для образцов с замкнутым магнитопроводом, вид которой представлен на рис.8.

П

Рис. 8. Кривая размагничивания

постоянного магнита

ри отсутствии размагничивания режим работы магнита определяется положением точки 1 (Вr 0) на кривой размагничивания. Значение магнитной индукции в этой точке называется остаточной индукцией Вr. Максимальная напряжённость магнитного поля необходимая для размагничивания магнита называется коэрцитивной силой HC а режим работы магнита при этом определён положением точки 2(0 HC). Если постоянный магнит имеет воздушный зазор то магнитная индукция в зазоре и самом магните оказывается меньше остаточной т.к. его МДС распреде-

ляется между зазором и сердечником магнита. Наличие воздушного зазора эквивалентно размагничивающему действию обмотки с током. Рабочая точка постоянного магнита с зазором оказывается смещённой занимая положение точки 3 на кривой размагничивания.

При повторном намагничивании в силу необратимых процессов произошедших в магните намагничивание происходит не по основной кривой а по частному циклу (точки 3,4). Для расчётов частные циклы заменяются прямой линией называемой линией возврата (ЛВ). Характер процессов размагничивания магнита определяется величиной МДС размагничивания. При малых значениях МДС размагничивание происходит по линии возврата до точки 3. Если же МДС значительна то процесс размагничивания вначале происходит по линии возврата до точки 3 а затем по основной кривой размагничивания (точка 5). Последующие режимы намагничивания в этом случае будут происходить по новой линии возврата проходящей через точку 5.

Магнитная цепь МПТ рассчитывается так чтобы рабочая точка лежала на середине прямой возврата а возможные колебания МДС не выводили её за пределы данной линии возврата.

Наклон линии возврата определяется магнитной проницаемостью возврата

В = ВН (9.1)

Значения В с достаточной точностью определяются наклоном касательной к кривой размагничивания в точке (Вr, 0).

Различным точкам на кривой размагничивания соответствуют различные величины удельной энергии магнита:

WM = 05 B H. (9.2)

Зависимость удельной энергии от напряжённости магнита представлена на рис.9. Как видно из рисунка при некотором значении напряжённости Но наблюдается максимум удельной энергии в точке А с координатами (Во Но). Магнитная система должна проектироваться так чтобы рабочий режим магнита находился вблизи точки максимума.

Для расчётов магнитных систем с постоянными магнитами необходимо иметь аналитическое описание кривой размагничивания. Наиболее часто эта зависимость представляется в виде гиперболы:

. (9.3)

В этом выражении коэффициент а зависит от формы кривой размагничивания и выражается через коэффициент формы следующим образом:

(9.4)

где

(9.5)

Рис.9. Удельная энергия постоянного магнита

Во и Но координаты точки соответствующие максимуму энергии постоянного магнита на кривой размагничивания.

Величина коэффициента формы кривой размагничивания постоянных магнитов 025 09.

При = 025 коэффициент а = 0 и гипербола вырождается в прямую

(9.6)

Рис. 10. Аналитическое представление кривой размагничивания пос-

тоянного магнита

показанную на рис. 10 (кривая 1).

При = 1 коэффициент а = 1 и уравнение гиперболы принимает вид

В = Вr

т.е. имеем горизонтальную прямую касательную к кривой размагничивания.

При = 05 коэффициент а = 08 и гипербола становится близкой к окружности (кривая 3 на рис.10).

Коэффициент формы кривой размагничивания определяется материалом постоянного магнита и для бариевых магнитов = 0316

0390 для метоллокерамики = 036 064 для сплавов ЮНДК = 05 09, для магнитов на основе редкоземельных элементов = 027 03.

9.2. Совместная работа постоянных магнитов

с внешней магнитной цепью

Простейшая магнитная цепь состоит из постоянного магнита двух воздушных зазоров и внешнего магнитопровода.

Магнитный поток создаваемый постоянным магнитом состоит из основного потока проходящего через воздушные зазоры и внешний магнитопровод и потока рассеяния замыкающегося по воздуху между полюсами магнита.

Эти потоки по отношению к магниту являются внешними и их сумма должна быть равной потоку постоянного магнита

ФМ = ФВН = Ф + Ф. (9.7)

Величина потока рассеяния принимается пропорциональной МДС магнита:

Ф = FM. (9.8)

Согласно закону полного тока для магнитной цепи справедливо соотношение

2 HM lM + 2 H + 2 HCT lCT = 0 (9.9)

где lM и lCT половина длины магнита внешнего магнитопровода.

В этом случае

FM = (F + FCT) или по модулю FM =F + FCT. (9.10)

Поскольку магнитный поток пропорционален магнитной индукции а напряжённость магнитного поля МДС то кривую размагничивания постоянного магнита можно изобразить в координатных осях (Ф F). В этих же осях можно построить зависимости Ф = f (FВН) и Ф = f (Fм):

. (9.11)

Для последовательно включенных участков ФСТ = Ф поэтому указанное выражение записывается в виде

, (9.12)

отсюда

. (9.13)

Полученная зависимость нелинейна так как по мере увеличения магнитной индукции материала внешнего магнитопровода его магнитная проницаемость падает (кривая Ф(FВН) на рис.11).

При выполнении условия (9.7) поток рассеяния пропорционален внешней МДС:

Ф = Fм = FBH, (9.14)

и эта зависимость может быть построена в тех же координатных осях (кривая Ф (FBH) на рис.11).

Просуммировав ординаты указанных кривых построим ту же зависимость (9.7) с учётом нелинейности

Рис. 11. Совместная работа постоянного магнита с

внешней магнитной цепью

ФBH = Ф + Ф = f (FBH).

Совместная работа постоянного магнита и внешней магнитной цепи возможна согласно (9.7) и (9.10) при равенстве магнитных потоков и МДС т.е. в точке пересечения линии возврата магнита и вебер-амперной характеристики внешней магнитной цепи (точка А на рис.11).

В тех случаях, когда внешняя магнитная цепь не насыщена вебер-амперная характеристика изображается прямой проведённой относительно оси абсцисс под углом

(9.15)

где ВН магнитная проводимость внешней магнитной цепи.

Совместная работа магнита и внешней цепи соответствует рабочей точке 1 с координатами (Н1 В1).

Если магнитная цепь имеет обмотку по которой протекает ток то к МДС магнита будет добавляться МДС обмотки F. Эта МДС не влияет на характеристики внешней магнитной цепи. Поэтому для учёта её влияния достаточно сместить вебер-амперную характеристику внешней цепи ФВН = f (FВН) параллельно самой себе на величину F в зависимости от её полярности. Случай размагничивания показан на рис. 11.

Для того чтобы МДС обмотки не вызывала размагничивания постоянного магнита необходимо ограничить её величину: F FРАЗМ.

Подмагничивание магнита не вызывает ухода рабочей точки с линии возврата и величина МДС обмотки в этом случае не ограничивается.

Таким образом задача расчёта магнитной цепи заключается в том чтобы зная характеристики постоянного магнита внешней магнитной цепи и величину размагничивающей МДС обмотки выбрать положение рабочей точки обеспечивающей максимум энергии или другими словами минимальный объем магнита.

  1. Расчёт оптимальных параметров постоянного магнита

Пусть задана кривая размагничивания постоянного магнита

с известными параметрами Br, Hc, a.

Введём относительные величины:

где в качестве масштабов выбраны mB = Br; mH = Hc; m = Br / HC; mФ = Br SM; mF = HC lM; m = mФ / mF; mW = Br HC / 2.

Кривая размагничивания в относительных единицах записывается в виде

. (9.16)

Допустим что рабочая точка магнита положение которой необходимо определить изображается на рис. 12 точкой 1. Положение этой точки как было показано выше соответствует точке пересечения линии возврата и вебер-амперной характеристики внешней цепи. При отсутствии насыщения наклон последней определяется выражением

tg = ВН. (9.17)

Линия возврата проходит под углом

(9.18)

причём относительная проницаемость возврата связана с формой кривой размагничивания соотношением

. (9.19)

Положим, что задана максимальная размагничивающая МДС и соответствующая ей напряжённость магнитного поля HM.

Выражая координаты рабочей точки 1 через координаты точки 2 лежащей на кривой размагничивания подставляя полученные выражения в уравнение кривой размагничивания (9.16) и решая его относительно индукции в окончательном виде получим

. (9.20)

Определим удельную энергию магнита в рабочей точке:

. (9.21)


Рис.12. К расчёту оптимальных размеров магнита постоянного

тока

Подставляя (9.20) в (9.21) и исследуя полученную функцию на экстремум определим оптимальную магнитную проводимость внешней цепи соответствующую максимуму энергии магнита:

. (9.22)

Используя выражение (9.13) выразим ВН.ОПТ через параметры внешней магнитной цепи:

. (9.23)

Отсюда при известной площади магнита находят его длину:

. (9.24)

Если пренебречь падением магнитного потенциала во внешнем магнитопроводе т.е. считать СТ =  то полученное выражение упрощается и принимает вид:

. (9.25)

При равенстве площадей магнитного зазора и магнита будем иметь

. (9.26)

Величина относительной магнитной индукции при оптимальном режиме постоянного магнита записывается в виде

(9.27)

а относительная напряжённость магнитного поля при этом

. (9.28)

Пример № 1. Постоянный магнит из сплава ЮНДК имеет следующие характеристики: Br = 102 Тл; Hc = 110 кА/м; = 06417. Величина относительной напряжённости размагничивающего магнитного поля . Магнитная проницаемость материала внешней магнитной цепи равна бесконечности а площади поперечного сечения магнита и зазора одинаковы.

Определить отношение длины магнита к длине воздушного зазора для оптимально выбранной рабочей точки.

Р е ш е н и е. Коэффициент характеризующий форму кривой размагничивания,

Относительная проницаемость возврата

.

Оптимальная проводимость внешней цепи в относительных единицах

.

Масштаб магнитной проницаемости

m = Br / HC= 102 / (110 103) = 92727 10-6 Гн/м.

Магнитная проницаемость воздушного зазора в относительных единицах

.

Отношение длины магнита к длине воздушного зазора:

.

Относительная магнитная индукция:

Относительная напряжённость магнитного поля

.

Относительная удельная энергия магнита

.

Графическое построение решения задачи представлено на рис. 13 .

При заданной величине внешнего размагничивания режим работы магнита в точке 1 будет оптимальным. При увеличении магнитной проводимости внешней цепи свыше оптимального значения (например, вебер-амперная характеристика, изображаемая прямой ОА2) удельная энергия магнита уменьшается. При данном значении магнитной проводимости внешней цепи относительные значения магнитной индукции напряжённости магнитного поля и удельной энергии магнита соответственно равны:

Уменьшение магнитной проводимости внешней цепи недопустимо, так как при этом уменьшается величина .


Рис. 13. Графическое построение решения примера № 1

Пример №2. Внешняя магнитная цепь и внешнее размагничивание имеют те же что в примере1 параметры и величины. Определить отношение длины магнита к длине воздушного зазора, если использовать магнит на основе редкоземельных элементов типа КС 37А с параметрами:

Br = 082 Тл; Hс = 560 kA; = 028.

Р е ш е н и е. Коэффициент характеризующий форму кривой размагничивания,

Относительная магнитная проницаемость возврата

.

Оптимальная магнитная проводимость внешней цепи

.

Относительная магнитная проницаемость воздушного зазора

.

Отношение длины магнита к длине воздушного зазора

.

Сравнивая между собой магниты ЮНДК с магнитами на основе редкоземельных элементов видим что объём последних при прочих равных условиях в 11 раз меньше. Такое положение объясняется значительно большими удельными энергиями последних.

10. ПРИМЕР РАСЧЁТА МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО

ТОКА

Исходные данные для расчёта:

машина постоянного тока генератор

полезная мощность РН = 80 Вт;

номинальное напряжение UН = 230 В;

частота вращения nН об/мин;

возбуждение параллельное;

режим работы S1, продолжительный;

исполнение закрытое.

10.1. Основные размеры машины

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая информация

Результаты расчёта

1

Магнитная ин- дукция в зазоре

Табл. 2

B = 045 Тл

2

Линейная токовая нагрузка

Табл. 2

AS = 8000 А/м

3

Коэффициент полюсной дуги

Разд.1 п.3

= 065

4

Отношение длины якоря к его диаметру

Разд.1 п.3

= 14

5

КПД генератора

(предваритель-но)

Табл. 1

Н= 059

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая информация

Результаты расчёта

6

Машинная постоянная

(1.11)

7

Расчётная мощность

(1.6)

8

Диаметр якоря

(1.12)

9

Длина якоря

(1.13)

l0= 14 004=0056 м

10

Окружная скорость

(1.14)

Va= 3140043000/60 = 6283 м/с

11

Число полюсов

2 p = 2

12

Полюсное деление

(1.15)

= 314004/2 = 00628 м

13

Расчётная полюсная дуга

(1.16)

b0 = 065 00628 = 00408 м

14

Частота перемагничивания

(1.17)

f = 1300060 = 50 Гц

15

Воздушный зазор

(1.22)

= 04 006288000/045= 44610-4 м,

принимаем = 4510-4 м

  1. Расчёт обмотки якоря

п/п

Рассчитываемая величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

16

Магнитный поток

(2.1)

Ф = 045004080056 = 102810-3 Вб

17

Ток якоря

(1.9)

а = 1180230 = 0382 A

18

Число параллельных ветвей

2 а = 2

19

Число проводников обмотки якоря

(1.10) (2.2)

20

Число пазов якоря

(2.3)

Z 4004100= 16

21

Число коллекторных пластин

(2.4)

К = 3 16 = 48

22

Число витков в секции обмотки

(2.5)

Wc = 5490/(2 48) = 5716;

принимаем Wc = 56

23

Уточнённое число проводников якоря

N = 2 48 56= 5376

24

Число проводников в пазу

Nп = 5376/16 = 336

п/п

Рассчитываемая величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

25

Расчёт шагов обмотки якоря

Принята простая петлевая обмотка

26

Число элементарных пазов

(2.4)

Zэ = 3 16 =48

Шаг по коллектору

(2.6)

yк =1

Шаг по якорю

(2.6)

y = yк =1

Первый частичный шаг

(2.6)

y1 = 48/(21) = 24

Второй частичный шаг

(2.6)

y2 = 124 = 23

  1. Расчёт проводников якорной обмотки

размеров зубцов пазов якоря

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

27

Предельная температура пе-регрева обмот-ки якоря

м = 90о С

28

Коэффициент теплоотдачи по-верхности якоря

= 18 Вт /(Км2)

29

Удельная тепло-вая нагрузка

(3.1)

q = 9018 (1 + 01628)= 26374 Вт/ м2

30

Допустимая плотность тока в обмотке якоря

(3.10)

ja = 1726374106/81753 = 548106 A/м2

31

Сечение про-водника обмотки якоря

(3.16)

qпр = 0382/(2548106) = 0034810-6 м2

32

Диаметр неизолированного провода (пред-варительно)

Приложение

табл. 23

dпр = 02110-3 м; принимаем провод марки ПЭТВ-1: диаметр неизолированного провода dпр= 02110-3 м; диаметр изолированного провода dИЗ= 0235 10-3м; сечение провода qпр = = 0034610-6 м2

33

Уточнённое зна-чение плотности тока

ja = 0382/(20034610-6) = 552106 A/м2

34

Сечение изоли-рованного провода

(3.19)

qпр.из = 3,140235210-64 =

= 0043410-6 м2

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

35

Площадь занимаемая изо-лированным проводом

Sпп = 0043410-6336 = 145710-6 м2

36

Диаметр вала

Разд.3 п.19

dв= 610-3 м

37

Принимаемый паз якоря оваль- ной формы

Рис.2

38

Высота сердеч-ника якоря при индукции 16 Тл

(3.27)

39

Высота паза

(3.26)

hП = 402045626)10-3= 1110-3м

40

Размеры щели паза

Разд.3 п.19

hщ =0510-3м bщ= 1310-3м

41

Ширина зубца при индукции

Bz = 1,8 Тл

(3.21) (3.25)

bz= 785410-3045/(09518) 2110-3 м

42

Максимальная ширина паза

(3.28)

bп.макс=314(40 205) 2116(16+

+ 314) = 46410-3м

43

Минимальная ширина паза

(3.29)

bп.мин = 314(40 211)2116(16

314) = 17810-3м

44

Высота средней части паза

(3.30)

h12 = 1105464/2178/2= 72510-3м

45

Площадь паза в штампе

(3.31)

Sп = 725(464 + 178)/2 + 3144642/8 +

+ 3141782/8 = 329610-6 м2

46

Коэффициент заполнения паза

Из (3.17)

Кз.п = 14573296 = 0442

47

Длина провод-ника обмотки якоря

(3.32)

la = 0056 + 1,20040 = 0104 м

48

Сопротивление обмотки при

t = 90 C

(3.34) (3.35)

49

Падение напря-жения в обмотке якоря

(3.36)

Uа= 0382907=3465 В

10.4. Коллектор и щёточный аппарат

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

50

Диаметр коллектора

Разд.4 п.23

Dк = 05 004 = 002 м

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

51

Шаг коллектора

(ориентировоч.)

(4.1)

tк = 314 00248 = 13 10-3 м

52

Толщина межломельной изоляции

Разд.4 п.24

bиз = 05 10-3м

53

Толщина сторо-ны профиля

Из (4.2 )

bк.п = (13 05)10-3 = 0810-3 м

54

Принимаемая толщина

bк.п = 1010-3м

55.

Коллекторный шаг

(4.2)

tк = (10 + 05)10-3 =1510-3 м

56

Диаметр коллектора

Из (4.1)

Dк = 1510-3 48314 = 22910-3 м

57

Скорость коллектора

(4.3)

Vк = 314 22910-3300060 = 36 мс

58

Выбираемые

электрографитированные щётки ЭГ14

Прилож.,

табл. 14

Jщ=105 А/м2 Uщ =25 В

59

Ширина щётки по окружности коллектора

Разд.4 п.25

bщ 3 1510-3 = 4510-3 м.

принимаем bщ = 510-3 м

60

Площадь щётки

(4.5)

Sщ = 0382/105 = 038210-5 м2

61

Длина щётки по оси коллектора

Площадь щётки незначительна поэтому осевой размер выбираем из номинальных размеров по ГОСТ122321.1-77

ащ = 810-3 м

62

Активная длина коллектора

Разд.4 п.26

lк.а = 15810-3 =1210-3 м

63

Полная длина коллектора

Разд.4 п.26

lк = 1210-3 + 502610-3 14 10-3 м

  1. Проверка коммутации

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

64

Удельная магнитная проводимость паза

(4.7)

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

65

Длина магнитной силовой линии в межполюсном пространстве

(4.9)

о = (00628 00408)2 =0011 м

66

Реактивная ЭДС

(4.6)

еR = 2 56 408910-681750056628 =

= 1 317 B

67

ЭДС реакции якоря

(4.8)

еа=

= 1155 В

68

Результирующая ЭДС коммутируемой секции

Разд.4 п.27

ер = 1317 +1155 = 2472 В25 В

что допустимо

69

Ширина щётки приведённая к окружности якоря

( 4.11)

bщ = 1010-3 00400229 = 174710-3 м

70

Шаг коллектора приведённый к окружности якоря

(4.12)

tк=1510-300400229= 26210-3 м

71

Ширина зоны коммутации

(4.10)

bком= 174710-3 +3+ 482 24 11

26210-3 = 879610-3м 08( bо)=

= 1110-3 м

10.6. Расчёт магнитной цепи

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

72

Уточнённое значение воздушного зазора

(1.22)

= 04006288175/045 = 04510-3 м

73

Длина магнитной линии сердечника якоря

(5.16)

Lа = 314(40 2116)/2 + 6)10-3=

=248510-3 м

74

Высота сердечника полюса

Разд.5 п.28

hпл = 03004 = 0012 м

75

Длина магнитной линии в станине

(5.20)

Lст= 314 (40 +2045+212)10-3 / 2 =

= 0102 м

76

Коэффициент воздушного зазора

(5.2)

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

77

МДС воздушного зазора

(5.7)

78

Магнитная индукция в зубце якоря

(5.12)

79

Напряжённость магнитного поля в зубце якоря

По кривой намагничивания электротехнической стали 2012

Hz = 1340 A/м

80

МДС зубцовой зоны

(5.13)

AWz= 2 1340 1110-3 = 295 A

81

Магнитная ин-дукция в сердеч-нике якоря

(5.14)

82

Напряжённость магнитного поля в сердечнике

якоря

По кривой намагничивания электро-технической стали 2012

Hа = 753 А/м

83

МДС сердечника якоря

(5.15)

AWа = 753 248510-3 = 18,7 А

84

Магнитная индукция в полюсе

(ориентировоч.)

Bп = 1 5 Тл

85

Ширина полюса

(5.4)

принимаем bпл = 1510-3 м

86

Уточнённое значение магнитной индукции в полюсе

(5.17)

87

Напряжённость магнитного поля в полюсе

По кривой намагничивания электро-технической стали 2012

Hпл = 420 А/м

88

МДС полюсов

(5.18)

AWпл =2 4201510-3=126 А

89

Магнитная индукция в станине (ориентировоч.)

Bст = 14 Тл

90

Высота сердечника станины

(5.6)

принимаем h = 76 10-3м

91

Уточнённое значение индукции в станине

(5.19)

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

92

Напряжённость магнитного поля в станине

По кривой намагничивания электротехнической стали 2012

H = 400 А/м

93

МДС станины

(5.21)

AWст = 400 0114 = 456 А

94

Суммарная МДС машины

(5.23)

AW =360 + 295 + 187 + 126 + 456 =

= 4664 А

95

Расчёт кривой холостого хода

Задаваясь значениями ЭДС якоря рассчитывая соответствующие значения магнитного потока магнитных индукций и напряжённостей магнитного поля в элементах магнитопровода машины получаем зависимость E = f(AW). Расчёт зависимости сводится в таблицу (табл.3)

96

Кривая холостого хода

E = f(AW).

Строится по данным табл. 3

97

МДС поперечной реакции якоря

(5.28)

По переходной характеристике по описанной выше методике (п.31),


98

МДС продольной реакции якоря

(5.29)

AWad = 28175000015=245 A

99

Коэффициент, учитывающий переходное сопротивление

(5.31)

1,72,5106

КК=  =

4 56 6,28 4,089 8175 0,056

= 0,1614

100

Продольная коммутационная МДС

(5.30)

101

ЭДС генератора

(5.34)

Е = 230 +293 + 25 =2618 В

102

МДС возбуждения

По кривой холостого хода и найденному значению ЭДС: E=261,8 B AWНАГР = 415 A

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

103

Суммарная МДС реакции якоря

(5.26)

AWR = 2836 + 245 + 1046 = 4127 A

104

Суммарная МДС возбуждения генератора

(5.35)

AWНАГР = 415 + 4127 = 45627 A

Таблица 3

Расчёт кривой холостого хода генератора постоянного тока

Величины

ЭДС якоря

05 Е

08 Е

10 Е

11 Е

12 Е

13 Е

Магнитный поток

Ф10-3 Вб

0538

0771

1028

1130

1234

1336

Магнитная индукция В Тл

0235

0337

045

0494

0539

0584

Магнитная индукция Вz Тл

0924

1326

177

1945

2124

2300

Магнитная индукция ВaТл

0842

1207

161

1770

1930

2090

Магнитная индукция Впл Тл

0741

1062

1416

1557

1700

1840

Магнитная индукция Вс Тл

0732

1048

1398

1537

1678

1817

МДС элементов

AW А

180

270

360

396

420

468

AWz А

642

1122

3093

5522

11444

31680

AWa А

337

648

1958

4224

8985

19135

AWпл А

327

619

1248

2034

3450

7920

AWс А

1220

2314

4560

6930

12200

26450

AW А

20526

3170

46860

58310

78075

1320

10.7. Расчёт обмотки возбуждения

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

105

Ток возбуждения

Разд.1 п.2

в 10 а =01 0382= 00382 А

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

106

Число витков обмотки возбуждения на полюс

(6.1)

Wв = 4563(200382)= 59725,

принимаем Wв =5970

107

Номинальный момент генератора

(6.3)

Мн = 955 803000= 0255 Нм

108

Сечение провода обмотки возбуждения (предварительно)

Табл.4

Плотность тока возбуждения (табл.4)

jв = 45106 А/м2

qв = 00382/(45106) = 0008510-6 м2

Выбираем провод ПЭТВ-1

dв = 0106 мм qв = 000882 10-6 м2

dв.из = 01210-3 м

109

Требуемая площадь для размещения обмотки возбуждения

(6.8)

110

Фактическая площадь окна

Разд.6 п.37

Sв = 115 1048 10-6 =1205 10-6 м2

111

Высота катушки возбуждения

По эскизу магнитной системы

hкв = 0012 м

112

Ширина стороны катушки

Разд.6 п.37

bкв = 120510-6/0012= 001 м.

Катушка полностью размещается в окне между станиной и полюсным наконечником

113

Ширина катушки возбуждения

Разд.6 п.37

bв =0015 + (004080015)/2 = 0028 м

114

Средняя длина витка катушки возбуждения

По эскизу расположения катушки возбуждения

lв = 2(0056 + 0028 + 2 001)= 0208 м

115

Сопротивление обмотки возбуждения

(6.5)

116

Реальный ток возбуждения

Разд.6 п.40

в = 230 / 6027 = 003816 А,

реальная величина тока равна ранее принятой

117

Реальная величина плотности тока в обмотке возбуждения

Из (6.2)

что меньше допустимого

10.8. Потери и КПД генератора

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

118

Потери в обмотке якоря

(7.1)

Рма = 03822907= 1323 Вт

119

Потери в обмотке возбуждения

(7.2)

Рв = 0 038162 6027= 8 78 Вт

120

Потери в щётках

(7.4)

Рщ = 25 0382 = 0955 Вт

121

Удельнные потери в стали

Для стали 2012 удельные потери

Р10/50 =29 Вт/кг

122

Масса магнитопровода ярма якоря

(7.5)

Ga= 7800314(004 20011)20056/4= = 0111 кг

123

Потери в стали ярма якоря

(7.7)

Рст.а= 232916120111= 192 Вт

124

Масса зубцов якоря

(7.6)

Gz = 7800160011000210056=

= 0161 кг

125

Потери в стали зубцов

(7.8)

Рст.z = 232917720161= 3364 Вт

126

Потери в стали

(7.9)

Рст = 192 + 336 = 528 Вт

127

Потери от трения щёток

(7.10)

Рщ.тр = 2025401044010-636 =

= 288 Вт

128

Масса якоря с коллектором

(7.12)

Gа = 314(780000420056 +

+8900 002292 0014) / 4 =06 кг

129

Потери на тре-ние в подшип-никах

(7.11)

Рп.тр = 3006300010-3 =54 Вт

130

Потери на трение о воздух

(7.13)

Рв.тр = 2004330003005610-6=

= 0193 Вт

131

Полные механи-ческие потери

(7.15)

Рмех =288 + 54 + 0193= 847 Вт

132

Полные потери генератора

(7.16)

Р = 115(13,23 +8,78 + 0,955 +5,28 +

+ 847) = 42,2 Вт

133

Ток генератора

Разд.7 п.46

= 0382 00382= 0344 А

134

КПД генератора

(7.18)

10.9. Тепловой расчёт

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

135

Результирующий коэффициент теплоотдачи наружной поверхности якоря

(8.2)

а =18(1+016283) = 303 Вт/(Км2)

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

136

Коэффициент увеличения теплового сопротивления проводника

(8.5)

137

Число проводников по средней ширине паза якоря

принимаем mа = 14

138

Эквивалентная междувитковая изоляция

(8.4)

139

Общая толщина изоляции от меди до стенки паза

(8.3)

= (02 + 0276)10-3 = 047610-3м

140

Коэффициент теплопроводности междувитковой и пазовой изоляции

Разд.8 п.49

 = 0125 Вт/(мК)

141

Периметр паза

П =20011+ 000464+ 000178 =

= 28410-3 м

142

Удельные потери в меди якоря

(8.6)

143

Удельные потери в стали якоря

(8.7)

144

Удельные потери трения о воздух

(8.8)

145

Ширина вершины зубца якоря

(3.22)

146

Среднее превышение температуры обмотки якоря

(8.1)

147

Коэффициент теплоотдачи коллектора

Разд. 8 п.50

К= 50 Вт/(Км2)

148

Полные потери на коллекторе

(8.9)

Рк = 0955 + 288 = 3835 Вт

149

Поверхность охлаждения коллектора

(8.10)

Sк = 314 00299 0014 =13210-3 м2

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

150

Превышение температуры коллектора

(8.11)

151

Коэффициент теплоотдачи катушки возбуждения

Разд.8 п.51

O = 28 Вт/(Км2)

152

Потери в одной катушке возбуждения

(8.12)

wм.в = 878/2 =439 Вт

153

Поверхность охлаждения катушки возбуждения

(8.14)

Sв =(00408 + 0015 + 20015 + 8001)

0012 + (00408 + 0015 + 40010)

0012 = 000314 м2

154

Превышение температуры обмотки возбуждения

(8.15)

155

Температуры якоря коллектора и обмотки возбуждения не превышают допустимой для выбранного класса изоляции равной 90о С

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Eрмолин Н.П. Электрические машины малой мощности. М.: Высшая школа1967.

2.Сергеев П.С. Виноградов Н.В. Горяинов Ф.А. Проектирование электрических машин М: Энергия 1969

3.Проектирование электрических машин / И.П. Копылов Ф.А. Горяинов Б.К.Клоков и др. Под ред И.П.Копылова. M.:Высшая школа 1980

4. Проектирование электрических машин / О.Д. Гольдберг Я.С. Гурин И.С. Свириденко Под ред О.Г. Гольдберга. М.: Высшая школа 1984

  1. Никулин Н.В. Справочник по электротехническим материалам и изделиям. Свердловск: Средне-Уральское книжное издательство 1979.

  2. Мишин Д.Д. Магнитные материалы. М.: Высшая школа 1991.

  3. Кекало И.Б., Самарин Б.А. Физическое металловедение прецизионных сплавов. М.:Металлургия 1989.

  4. Справочник по электротехническим материалам. Т.3. Л.: Энергоатомиздат1988.

  1. Юферов Ф.М. Электрические машины автоматических устройств. M.: Высшая школа 1988.

  1. Бут Д.А. Бесконтактные электрические машины. М.: Высшая школа 1985.

ПРИЛОЖЕНИЕ

Таблица 1

Номинальные диаметры и длины рядов

R 5a R 10a R 20a R 40a

Ряд R 5a

Ряд R 10a

Ряд R 20a

Ряд R 40a

10

10

10

100

105

11

110

115

12

12

120

130

14

140

150

16

16

16

160

170

18

180

190

20

20

200

210

22

220

240

25

25

25

250

260

28

280

300

32

32

320

340

36

360

380

40

40

40

400

420

45

450

480

50

50

500

520

55

550

5 80

60

60

60

60

70

70

75

80

80

80

85

90

90

95

Продолжение табл.1

Ряд R 5a

Ряд R 10a

Ряд R 20a

Ряд R 40a

100

100

100

100

105

110

110

115

120

120

120

130

140

140

150

160

160

160

160

170

180

180

190

200

200

200

210

220

220

240

250

250

250

250

260

280

280

300

320

320

320

340

360

36 0

380

400

400

400

400

420

450

450

480

500

500

500

520

550

550

580

600

600

600

600

650

700

700

750

800

80,0

800

850

900

900

950

Окончание табл.1

Ряд R 5

Ряд R 10

Ряд R 20

Ряд R 40

1000

1000

1000

1000

1050

1100

1100

1150

1200

1200

1200

1300

1400

1400

1600

Таблица 2

Характеристики обмоточных проводов

Марка провода

Характеристика марки провода

Диаметр мм

Предельн. температура С

Класс нагревостойкости

Марка изоляции

ПЭВ –1,

ГОСТ

726278

С изоляцией

уменьшенной

толщины

00225

105

A

Лак ВЛ931

на поливи-

нилацеталевой основе

ПЭВ 2,

ГОСТ

726278

С изоляцией

нормальной

толщины

00525

105

A

То же

ПЭТВ1,

ТУ 16

705.110

79

Нагревостойкий

покрытый слоем высокопрочной

эмали умень-

шенной толщины изоляции

00516

130

B

Полиэфирные лаки марок ПЭ943 ПЭ939

ПЭТВр,

ТУ 16

705.11079

Нагревостойкий

покрытый слоем высокопрочной эмали

00202

130

B

То же

ПЭТр

15578,

ТУ 16

705.048

Теплостойкий релейный умень

шенной толщины изоляции

00202

155

F

Лак полиэфиримидный марки

ПЭ955

ПЭТВ2,

ОСТ 160.

505.001-80

Нагревостойкий

покрытый слоем высокопрочной эмали нормальной толщины

00625

130

B

То же

Окончание табл. 2

Марка провода

Характеристика марки провода

Диаметр мм

Предельн. температура С

Класс нагревостойкости

Марка изоляции

ПЭТ имид,

ТУ 16

505.489

78

Высоконагревостойкий покрытый полиимидной изоляцией

00325

220

C

Полиимидные лаки марок

АД9103

АД9103ПС

Таблица 3

Номинальные диаметры и сечения медных

эмалированных проводов

Диаметр неизолированного провода мм

Диаметр изолированного провода мм

Сечение неизолированного провода мм2

020

023

00314

0224

0259

00394

025

0285

00491

028

0315

00616

0315

035

00779

0335

0379

00881

0355

0395

0099

0375

0415

01104

040

044

01257

045

049

0159

050

0545

01963

056

0615

0246

060

0655

0283

063

069

0312

071

077

0396

075

0815

0442

080

0865

0503

085

0915

0567

09

0965

0636

095

1015

0709

100

108

0785

106

114

0883

112

120

0985

118

126

1094

125

133

1227

132

1405

1368

140

1485

1539

150

1585

1767

Окончание табл. 3

Диаметр неизолированного провода мм

Диаметр изолированного провода мм

Сечение неизолированного провода мм2

160

1685

2011

170

1785

227

180

1895

254

190

1995

283

200

2095

314

212

222

353

224

234

394

236

246

436

250

260

491

Таблица 4

Коэффициенты заполнения пакета

магнитопровода сталью в зависимости от способа изоляции листов

Толщина листа, мм

Способ изоляции

Оксидирование, окалина

Лакирование

0,5

0,97

0,95

0,35

0,95

0,93

Таблица 5

Характеристики литой стали для монолитных станин

машин постоянного тока (Ст. 3)

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

00

0

008

016

024

032

040

048

056

064

072

01

080

088

096

104

112

120

128

136

144

152

02

160

168

176

184

192

200

208

216

224

232

03

240

248

256

264

272

280

288

296

304

312

04

320

328

336

344

352

360

368

376

384

392

05

400

408

417

426

434

443

452

461

470

479

Продолжение табл.5

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

06

488

497

506

516

525

535

544

554

564

574

07

584

593

603

613

623

632

642

652

662

672

08

682

693

703

724

734

745

755

766

776

787

09

798

810

823

835

848

860

873

885

898

911

10

924

978

953

969

985

1000

102

104

1060

1070

11

109

111

1130

1150

1170

1190

121

123

1250

1270

12

129

131

1340

1370

1400

1430

146

149

1520

1550

13

159

160

1670

1720

1760

1810

186

192

1970

2000

14

209

216

2230

2300

2370

2440

253

620

271

2800

15

289

299

310

3210

3320

3430

356

370

3830

3960

16

410

425

4400

4550

4700

4850

500

515

5300

5560

Таблица 6

Характеристики чугуна для монолитных станин машин

постоянного тока

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

00

0

100

200

280

360

420

460

500

540

570

01

600

630

660

690

720

750

780

810

840

870

02

900

930

960

990

1020

1050

1080

1110

1140

1180

03

122

126

1300

134

1380

1430

1470

1510

1560

1600

Продолжение табл.6

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

04

164

169

1750

180

1860

1910

1970

2020

2080

2140

05

220

226

2350

240

2470

2550

2620

2700

2780

2860

06

294

303

3130

322

3320

3420

3520

3620

3720

3820

07

392

405

4180

432

4460

4600

4750

4910

5070

5230

08

540

557

5750

593

6110

6300

6500

6710

6930

7140

09

736

750

7780

800

8300

8600

8900

9200

9500

9800

10

101

105

1080

112

116

120

124

128

132

136

11

140

144

149

154

159

165

170

175

181

186

12

192

198

204

211

218

225

232

240

247

255

13

262

270

278

286

294

303

312

321

330

339

14

348

359

370

382

392

409

423

436

450

464

15

478

494

510

526

545

562

580

600

617

632

Таблица 7

Характеристика намагничивания

горячекатаных слаболегированных электротехнических

сталей 1211 1212 1311

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

06

211

216

221

226

231

236

241

246

251

256

07

261

266

271

276

281

287

293

299

306

312

08

318

324

330

337

344

352

360

369

378

387

09

397

407

417

424

437

447

458

469

480

491

Продолжение табл.7

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

10

502

515

530

545

555

570

585

605

620

635

11

65

665

680

701

720

739

759

779

800

921

12

843

866

891

918

946

976

101

104

1070

110

13

114

1181

1210

1260

130

134

138

142

148

153

14

158

1645

171

178

187

195

205

215

226

23 8

15

251

264

2787

295

311

328

3457

3659

388

412

16

437

4632

491

522

553

588

623

660

6983

737

17

778

822

863

907

963

1010

1060

1110

1160

1220

18

1280

1340

1420

1460

1520

1590

1660

1730

1800

1880

19

1970

2060

2160

2260

2360

2460

2560

2680

2820

2960

20

3100

3250

3430

3650

3900

4200

4650

4950

5450

5950

21

6550

7250

8000

8800

9600

1040

1120

1200

1280

1300

22

1440

1520

1600

1680

1760

1840

1920

2000

2080

2160

23

2240

2320

2400

2480

2560

2640

2720

2800

2880

2960

24

3040

3120

3200

3280

3360

3440

3520

3600

3680

3760

Таблица 8

Характеристика намагничивания

высоколегированных горячекатаных электротехнических

сталей 1511 1512 1513

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

04

096

097

098

099

10

102

104

106

108

111

05

114

117

120

123

126

129

132

136

140

144

Продолжение табл.8

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

06

148

152

156

160

164

168

172

177

182

187

07

192

197

202

208

214

220

226

233

240

247

08

254

261

268

275

282

289

296

303

31

317

09

325

333

341

349

358

367

376

385

394

404

10

414

424

435

446

458

470

483

496

510

524

11

538

553

569

586

604

623

643

664

685

707

12

73

754

78

81

84

87

90

94

98

103

13

108

113

120

127

134

141

149

159

160

172

14

194

206

220

234

250

270

292

314

337

360

15

385

406

429

452

476

500

530

565

600

635

16

670

710

760

810

865

930

1000

1070

114,0

1220

17

1300

1400

1500

1600

1700

1800

1900

2000

2100

2200

18

2300

2400

2500

2600

2700

2800

2900

3000

3120

3250

19

3400

3550

3700

3850

4050

4250

4500

5100

5700

6300

20

7000

7700

8450

9200

1000

1080

1160

1240

1380

1400

21

1480

1560

1640

1720

1800

1880

1960

2040

2120

2200

22

2280

2360

2440

2520

2600

2680

2760

2840

2920

3000

Таблица 9

Характеристика намагничивания

холоднокатаных электротехнических сталей 2011 2013

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

06

070

0705

071

072

073

074

074

075

076

077

07

078

079

080

081

082

083

084

085

086

087

08

088

089

090

091

092

093

094

095

096

097

09

099

100

101

102

103

104

105

106

107

108

10

109

111

113

114

115

117

118

120

121

123

11

125

126

127

128

129

132

133

134

136

138

12

141

146

152

158

164

170

176

182

188

194

13

200

210

220

230

240

250

260

270

280

290

14

300

320

350

380

410

430

460

500

540

580

15

620

670

780

890

1000

1130

1240

1350

1460

1580

16

1700

1860

2020

2180

2340

2500

2700

2800

3000

3200

17

3400

3700

4000

4300

4700

5000

5400

5800

6200

6600

18

7000

7500

8000

8500

9200

1000

1060

1120

1180

1240

19

1300

1360

1420

1480

1560

1650

1730

1810

1890

1980

20

2070

2260

2440

2630

2810

3000

3600

4200

4800

5400

21

6000

6700

7400

8100

8800

9500

1020

1090

1160

1230

22

1300

1380

1460

1540

1620

1700

1780

1860

1940

2020

23

2100

2180

2260

2340

2420

2500

2580

2660

2740

2820

24

2900

2980

3060

3140

3220

3300

3380

3460

3540

3620

Таблица 10

Характеристика намагничивания

холоднокатаных электротехнических сталей 2311 2312

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

06

086

087

088

089

090

091

092

093

094

095

07

096

099

103

108

113

118

122

126

131

135

08

140

145

150

155

160

165

170

175

180

185

09

190

195

200

205

210

215

220

225

230

235

10

240

246

252

258

264

270

276

282

288

294

11

300

310

320

330

340

350

360

370

380

390

12

400

410

420

430

440

460

470

480

500

520

13

550

580

610

650

690

730

780

830

880

940

14

100

106

112

118

124

130

136

142

148

154

15

160

175

190

205

220

235

250

270

290

310

16

340

360

380

410

440

470

530

590

650

710

17

770

820

890

940

1000

1060

1110

1170

1220

1280

18

1340

1400

1460

1520

1580

1640

1700

1760

1820

1880

19

1940

2000

2180

2370

2570

2780

3000

3220

3440

3660

20

3880

4100

4340

4600

4800

5210

5770

5970

6410

6890

21

7400

8000

8600

9200

9800

1050

1120

1200

1280

1360

22

1440

1520

1600

1680

1760

1840

1920

2000

2080

2160

23

2240

2320

2400

2480

2560

2640

2720

280

2880

2960

24

3040

3120

3200

3280

3360

3440

3520

3600

3680

3760

Таблица 11

Характеристика намагничивания

холоднокатаных электротехнических сталей 2411 24122413

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

04

067

068

069

070

071

072

073

074

075

076

05

077

078

079

080

081

083

084

086

087

089

06

090

092

092

096

097

099

101

103

105

107

07

109

111

113

115

117

119

122

124

127

130

08

133

125

138

141

144

147

150

154

158

162

09

166

170

174

179

184

187

194

199

205

211

10

217

223

230

237

244

252

260

269

277

286

11

295

304

314

324

334

344

355

366

377

388

12

399

411

423

435

447

460

473

486

500

540

13

585

630

680

735

795

860

930

100

107

115

14

123

132

142

152

163

175

187

201

216

232

15

250

268

287

308

330

354

380

409

438

470

16

500

538

576

620

665

712

765

820

880

940

17

1000

1050

1100

1150

1200

1250

1310

1370

1430

1490

18

1560

1620

1680

1750

1830

1910

2000

2090

2190

2290

19

2390

2500

2620

2740

2870

3000

3200

3600

4200

5000

20

5900

6800

7700

8600

9500

1040

1130

1220

1310

1400

21

1490

1580

1670

1760

1850

1940

2030

2120

2210

2300

22

2390

2480

2580

2660

2750

2840

2930

3020

3110

3200

Таблица 12

Характеристика намагничивания

холоднокатаной текстурованной электротехнической стали 3411 3412

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

Н А/м 102

10

170

175

180

185

190

190

200

200

210

210

11

220

220

230

235

240

240

250

260

260

270

12

280

290

300

310

320

320

330

340

350

360

13

370

380

400

410

420

430

450

460

470

480

14

500

520

540

560

580

600

620

640

660

680

15

700

730

760

790

820

850

880

910

940

970

16

100

110

120

130

140

150

160

170

180

190

17

200

210

220

230

340

250

280

310

340

370

18

400

430

460

500

540

590

650

710

780

850

19

920

1000

1120

1300

1550

1900

2250

2600

3000

3500

20

4000

4500

5000

5500

6000

6600

7300

8150

8900

9800

Таблица 13

Характеристика намагничивания холоднокатаных

текстурованных электротехнических сталей 3413 3414

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

H A/м 102

06

081

083

085

097

089

091

093

095

097

099

07

11

112

114

116

118

120

122

124

126

128

08

13

132

134

136

138

14

142

144

146

149

09

152

155

158

161

164

167

170

173

176

179

10

182

185

188

192

195

198

201

204

207

210

Окончание табл. 13

В Тл

000

001

002

003

004

005

006

007

008

009

H A/м 102

11

213

216

219

222

225

228

231

234

237

240

12

243

246

249

252

255

258

261

264

267

271

13

275

278

283

287

291

295

300

305

310

315

14

32

326

332

338

344

350

358

366

374

382

15

39

402

414

426

438

450

464

478

492

506

16

520

544

566

588

610

632

665

698

732

766

17

800

840

890

940

990

1040

1132

1224

1316

1408

18

150

1542

170

1922

2144

2366

2588

2820

308

345

19

3825

420

460

520

580

700

820

940

1090

1340

20

1600

2000

2500

3000

Таблица 14

Номинальные размеры щёток, мм

Обозначение типов щёток

Ширина по окружности коллектора bЩ

Длина по оси коллектора aЩ

Высота щётки

hЩ

10

16

63

16

20

50

63

80

ФО

20

25

63

100

25

32

40

63

100

32

63

100

ФО

25

40

50

63

80

100

125

32

40

80

100

125

Окончание табл. 14

Обозначение типов щёток

Ширина по окружности коллектора bЩ

Длина по оси коллектора aЩ

Высота щётки

hЩ

ФО

32

50

100

125

160

63

100

125

160

40

50

63

80

80

125

160

Ф8-А1

50

63

100

125

125

160

200

63

80

100

200

250

80

100

125

250

250

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ........................................................................................…..… 3

  1. ОСНОВНЫЕ РАЗМЕРЫ МАШИНЫ...........................................………..4

  2. ПАРАМЕТРЫ ОБМОТКИ ЯКОРЯ............................................………….8

  1. РАЗМЕРЫ ЗУБЦОВ, ПАЗОВ И ПРОВОДНИКОВ

ОБМОТКИ ЯКОРЯ…...................................................................………..10

  1. КОЛЛЕКТОР И ЩЁТОЧНЫЙ АППАРАТ……….............................……..15

  2. МАГНИТНАЯ СИСТЕМА МАШИНЫ

ПОСТОЯННОГО ТОКА............................................................…………..19

6. РАСЧЁТ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ….....................................………..26

7. ПОТЕРИ И КПД МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА................………….28

8. УПРОЩЕННЫЙ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЁТ МАШИНЫ

ПОСТОЯННОГО ТОКА МАЛОЙ МОЩНОСТИ..............……………….33

9. РАСЧЁТ ПОСТОЯННЫХ МАГНИТОВ

ДЛЯ ВОЗБУЖДЕНИЯ МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА..............………35

  1. ПРИМЕР РАСЧЁТА МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА ……………. 44

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК ………………………………..………. 56

ПРИЛОЖЕНИЕ..................................................…….........…………….…. 57

Похожие работы: