/
Автор: Копылов И.П. Клоков Б.К. Токарев Б.Ф. Морозкин В.П.
Теги: электротехника электрические машины и аппараты электронно-и аппаратостроение электрические машины постоянный ток электромеханика
ISBN: 5-283-00725-1
Год: 1993
Текст
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
МАШИН
Книга 2
Под редакцией И. П. Копылова
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
МАШИН
Под редакцией И.П. Копылова
В ДВУХ КНИГАХ
КНИГА 2
2-е издание, переработанное ,
и дополненное
Рекомендовано Комитетом по высшей школе
Министерстве науки, высшей школы и технической
политики Российской Федерации в качестве учебника
для студентов вузов, обучающихся по специальности
"Электромеханике'*
ОПТ
- л
25Ъ
МОСКВА ЭНЕРГОАТОМИЗДАТ 1993
!*———-.
Ч Мог
ЖЯШИНО-
1ЯЯг
БИС
Ин
ББК 31.261
П79
УДК 621.313.001.2/3(075.8)
Авторы' И. П. Копылов, Б. К. Клоков, В. П. Морозкин,
Б. Ф. Токарев
Рецензент кафедра электрических машин ЛПИ им. М. И. Калинина
(С.-Петербургский Государственный технический университет)
Проектирование электрических машин Учеб, для вузов. —
П79 В 2-х кн.- Кн 2/ И. П. Копылов, Б. К Клоков, В. П. Мороз-
кин, Б. Ф. Токарев; Под ред. И. П. Копылова. — 2-е изд, пе-
рераб. и доп. - М.: Энергоатомиздат, 1993. — 384 с.: ил.
ISBN 5-283-00725-1
Рассмотрены электромагнитные, тепловые, вентиляционные и меха-
нические расчеты асинхронных, синхронных машин и машин постоян-
ного тока Во втором издании, выходящем в двух книгах, приведены
примеры расчетов электрических машин новых серий. Даны необходи-
мые справочные материалы для выполнения курсовых и дипломных
проектов Первое издание вышло в 1980 г
Для студентов электротехнических и энергетических специально-
стей Может быть полезна инженерам, специализирующимся в области
проектирования электрических мащин
2202070100-061 ББК 31.261
П--------------- 64-91
051(01)93
ISBN 5-283-00725-1 (кн. 2)
ISBN S-283-00669-7
©Издательство ’’Энергия”, 1980
©Авторы, 1993 с изменениями
Глава девятая
ПРОЕКТИРОВАНИЕ СИНХРОННЫХ МАШИН
9.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Синхронные машины имеют широкое распространение и выпус-
каются в большом диапазоне мощностей и частот вращения. В энерге-
тике нх применяют в качестве генераторов на электростанциях, и мощ-
ность их доходит до 1200 МВт для турбогенераторов и 640 МВт для
гидрогенераторов. В промышленных установках большое применение
находят синхронные двигатели и генераторы.
Синхронные двигатели предназначаются для привода механизмов,
не требующих регулирования частоты вращения, таких, как компрес-
соры, насосы, шаровые мельницы, вентиляторы, двигатель-генератор-
ные установки и т. п.
Двигатели изготовляют как с неявнополюсным, так и с явнополюс-
ным ротором.
В неявнополюсном исполнении синхронные двигатели — турбодви-
гатели — выпускают с частотой вращения 3000 об/мин на мощности
от 630 до 12 500 кВт. Более широкое распространение имеют явнопо-
люсные синхронные двигатели с диапазоном частот вращения от 1500
до 100 об/мин при мощностях от нескольких сотен до нескольких де-
сятков тысяч киловатт.
Шкала мощностей выпускаемых в настоящее время двигателей дана
в табл. 9.1. Двигатели выпускают с номинальными напряжениями 380,
660,6000 и 10000 В.
В отдельных случаях допускается изготовление двигателей на на-
пряжение 3000 В для мощностей, указанных в таблице для двигателей
с номинальным напряжением 6000 В.
Синхронные генераторы выполняют с явнополюсными роторами и
применяют в сопряжении с двигателями внутреннего сгорания или
электродвигателями. В табл. 9.2 приведена шкала мощностей, частот
вращения и напряжений для синхронных генераторов. Для дизель-
агрегатов выпускают генераторы с частотой вращения 375 об/мин.
Кроме того, выпускают синхронные генераторы небольших мощно-
стей: от 4 до 100 кВт. Большинство выпускаемых генераторов рабо-
тает с самовозбуждением и автоматической системой регулирования
возбуждения.
3
Таблица 9.1 Шкаля мощностей синхронных двигателей
Номи- Номинальная частота вращения, об/мин
нальная-----------------------------------——-— ---------— ----------------------------------------------
мощ- 3000 1500 1000 750
ность,--------------------------------------------------------------------------------------------------
кВт Номинальное напряжение, В
6000 10 000 380 660 6000 10 000 380 660 6000 10 000 380 660 6000 10 000
75 - - - — - X
90 — — — — — — — — — X —
110 — — — — — — X — — — X —
132 — — X — — — X — — X —
160 — — X X — X X — X X — —
200 — — X X — X X — X X —
250 — — X X X X X X — X X X
315 — — X X X — X X X — — — X
400 — — — X X — — — X — — — X
500 — — — X X — — — X — — — X
630 X X — X — — — X — — — X X
800 X X — — X X — — X X — — X X
1000 X X — — X X — — X X — — X X
1600 X X — — X X — — X X — — X X
1250 X X — — X X — — X X — — X X
2000 X X — — X X — — X X — X X
2500 X X — — X X — — X X — X X
3200 X X — — X X — — X X — X X
4000 X X — — X X — — X X — X X
5000 X X — — X X — — X X — X X
6300 X X — — — — — — X X — — X X
8000 XX - - - - _ _ _ _ _ _ х X
10000 XX _ _ _ _ - - - _ _ _ X X
12 500 X X _ _ _ _ - - - _ ___
Продолжение табл. 9.1
Номи- Номинальная частота вращения, об/мин
мощ- 600 500 375 300 250
кВт Номинальное напряжение, В
380 6000 10 000 380 6000 юооо 6000 10 000 6000 10 000 6000 10 000
75 — - - - - - -
90 X — — — — — — — — — — —
110 X — — — — — — — — — — —
132 X — — X — — — — — — —
160 X — — X — — — — — — -
200 X — — X — — — — — — —
250 X X — X X — — — — — — —
315 X X — — X — X — X — X —
400 X — — X — X — X — X —
500 X — — X — X — X — X —
630 X X — X X X X X X X X
800 X X — X X X X X X X X
1000 X X — X X X X X X X X
1600 X X — X X X X X X X X
1250 X X — X X X X X X X X
2000 X X — X X X X X X X X
2500 X X — X X X X X X X X
3200 — X X — X X X X X X X X
4000 — X X — X X X X X X X X
5000 — X X — X X X X X X X X
6300 X X — X X X X X X X X
8000 — X X — X X X X — — — —
10 000 — X X — X X — — — — —
12500 — — — — — — — — — — —
Таблица 9.2. Шкала мощностей синхронных генераторов
Но ми- Номинальная частота вращения, об/мин
ная МОЩ- НОСТЬ, кВт 1500 1000 750 600 500
Номинальное напряжение, В
230 400 6300 230 400 6300 230 400 400 230 400
75 - - - X X - X X
100 X X — X X — X X —
125 — X — X X — — — X X X
160 — X — — — — X X X X X
200 X X — — — — X X X X X
250 — — — — — — X X X — X
320 — X — — X X — — — — X
400 — X — — X — — —
500 — X X — X X — —
630 — X X — X X — X
800 - - - - - X - - - - -
Широкий выпуск имеют различного типа синхронные двигатели
мощностью от нескольких сотеи ватт до долей ватта (микродвига-
тели) .
Расчет синхронных машин каждого вида имеет свои особенности.
В этой главе изложена методика расчета синхронных явнополюсных
машин общего назначения.
Основное конструктивное исполнение таких машин — с горизон-
тальным расположением вала. По способу защиты и вентиляции — за-
щищенные или закрытые с самовеитиляцией. Охлаждение - воздушное.
В настоящее время для синхронных машин ие существует жесткой
увязки мощностей с установочными размерами и высотой оси враще-
ния, как это имеется, например, у асинхронных машин.
Синхронные машины общего назначения выпускают в виде ряда
серий. Каждая серия включает в себя машины в определенном диапазо-
не мощностей и частот вращения, их выполняют на нескольких нормали-
зованных внешних диаметрах статора, которые определяют габарит
машины. При одной и той же частоте вращения две- четыре машины
близких мощностей имеют одинаковую поперечную геометрию и
отличаются длиной.
В настоящее время неявнополюсиые синхронные двигатели общего
назначения выпускают сериями СД2, СДН2, СДНЗ-2 и др. Серию двига-
телей СД2 выполняют на внешних диаметрах статора, соответствующих
13-му и 14-му габаритам, серию СДН2 — иа диаметрах 16-го и 17-го га-
6
баритов, а серию СДНЗ-2 — на диаметрах 18—21-го габаритов. Синхрон-
ные генераторы выпускают сериями СГ2 (13-й и 14-й габариты), СГД2
(16-й и 17-й габариты) и др. Конструктивно синхронные генераторы
подобны синхронным двигателям соответствующего габарита. Кроме
того, выпускают синхронные генераторы серий ОС, ЕСС, ЕСС5 и дру-
гие в диапазоне мощностей от 4 до 100 кВт (5- 9-й габариты) на напря-
жения 230 и 400 В при частоте вращения 1500 об/мин.
9.2. КОНСТРУКЦИЯ СЕРИЙНЫХ СИНХРОННЫХ МАШИН
ОБЩЕГО НАЗНАЧЕНИЯ
Как уже отмечалось, синхронные машины общего назначения с явио-
полюсным ротором выпускают в виде отдельных серий. Каждая серия
включает ряд машин в определенном диапазоне мощностей, объединен-
ных общностью конструкции. Машины различных серий могут кон-
структивно отличаться друг от друга, ио наряду с этим в выполнении
отдельных узлов иметь н много общего. Конструкции современных
синхронных машин средней мощности показаны на рис. 9.1—9.3. На
рнс. 9.4 показан внешний вид некоторых машин. На рнс. 9.1—9.3 оди-
наковые детали и узлы обозначены одинаковыми цифрами.
Конструктивно машины указанных серий выполнены с различными
степенями защиты персонала от соприкосновения с токоведущимн
или вращающимися частями и от попадания внутрь машины посторон-
них тел и воды. В соответствии с классификацией, предусмотренной
ГОСТ 17494-87, машины серии СД2 (СГ2) имеют степень защиты
IP23 Основное исполнение серии СДН2 имеет степень защиты IP11,
но также имеется модификация со степенью защиты IP43. Машины се-
рии СДНЗ-2 имеют закрытое исполнение со степенью защиты IP44.
Машины различаются по способу крепления и конструкции подшип-
никовых узлов. В машинах серии СД2 (СГ2) подшипники размещают
в подшипниковых щитах, и, следовательно, машины имеют форму
исполнения IM1001. В машинах серий СДН2 н СДНЗ-2 применяют стоя-
ковые подшипники, н они имеют форму исполнения 1М73Ц. Машины
сернн СДН2 (рис. 9.2) выполняют без фундаментной плиты, а стояко-
вые подшипники 1 устанавливают иа нижиих подшипниковых полу-
щитах 2, крепящихся к иижней части статора. Такое исполнение позво-
лило сократить расстояние между подшипниками по сравнению с ва-
риантом крепления стояковых подшипников на фундаментной плите,
и привело к уменьшению общей массы машины. По сравнению с вари-
антом расположения подшипников в подшипниковых щитах принятая
конструкция также имеет преимущества, так как обеспечивает выпол-
нение машины на подшипниках скольжения и качения с одинаковыми
габаритно-установочными размерами, большую гарантию от попадания
масла нз подшипников скольжения в машину, уменьшает вероятность
7
Рис. 9.1. Синхронный двигатель серии СД2
возникновения вибраций и т. д. Крепление двигателей к фундаменту
производят шпильками, проходящими через отверстия в лапах стани-
ны. Двигатели серии СДНЗ-2 (рис. 9.3) вместе со стояковыми подшип-
никами 1 крепят на фундаментной плите 3 или фундаментных балках.
В машинах серии СД2 применяют подшипники качения: со стороны
контактных колец — однорядные шариковые подшипники и со сторо-
8
Рис. 9.2. Синхронный двигатель серии СДН2
9
Рис. 9.3. Синхронный двигатель серии СДНЗ-2
10
Рис. 9-4. Внешний вид синхронных двигате-
лей:
а - СД2; б - СДН2
ны привода — однорядные роликовые. В машинах серии СДН2 могут
быть применены как подшипники скольжения, так н подшипники каче-
ния. Подшипники скольжения — стояковые с кольцевой смазкой. У при-
меняемых подшипников сокращена осевая длина за счет отсутствия
маслоуловительных козырьков. Для подшипников качения используют
роликовые однорядные подшипники. В комплект подшипникового
узла со стороны привода вместе с роликовым подшипником входит
шариковый подшипник, который предназначен для восприятия случай-
ных осевых нагрузок. Все машины серии СДНЗ-2 имеют подшипники
скольжения.
Высота оси вращения для всех машин серий СДН2 и СДНЗ-2 равна
630 мм, а для машин серин СД2 (СГ2) — 450 мм у машин 13-го габа-
рита и 500 мм у машин 14-го габарита.
11
Станины 4 всех машин сварные из листовой стали и состоят из сто-
ек, соединенных между собой продольными ребрами жесткости, опор-
ных лап н наружной обшивки. У машин серий СД2 и СДН2 в обшивке
корпуса имеются окна 5 с жалюзи н решетками для выхода воздуха.
У машин серии СДНЗ-2 обшивка корпуса глухая, в днище корпуса
имеются окна для присоединения воздуховодов. На станине закрепляют
коробку выводов статора с крышкой 6. Сердечник статора 7 состоит
из запрессованных в корпус станины пакетов, собранных из лакирован-
ных листов электротехнической стали толщиной 0,5 мм. Между паке-
тами имеются вентиляционные каналы. В машинах серии СД2 пакет
собирают из целых листов, а у машин серий СДН2 и СДНЗ-2 - из сег-
ментов. У машин серий СДН2 и СДНЗ-2 удержание магнитопровода
в запрессованном состоянии обеспечивают нажимные кольца 8 и стяж-
ные шпильки 9, а у машин СД2 (СГ2) — нажимные шайбы 10, соединен-
ные между собой стяжками. Во всех машинах применена двухслойная
петлевая обмотка 11, которую укладывают в прямоугольные пазы
статора. У машии серии СД2, а также у генераторов серий СГ2 и СГД2
в эти же пазы укладывают по одному проводнику дополнительной
обмотки, предназначенной для питания возбудительного устройства.
Пазовую часть обмотки крепят гетинаксовыми клиньями. Лобовые
части обмотки в зависимости от вылета и глубины паза крепят изоли-
рованными бандажными кольцами 12.
Роторы машин имеют два исполнения. У быстроходных машин полю-
сы сажают на остов, а у тихоходных — на магнитное колесо Остов ро-
тора 13 (см. рис. 9.3) выполняют шихтованным из листовой стали мар-
ки СтЗ. У машии 13" 17-го габаритов остов состоит из одного пакета,
а у машин, начиная с 18-го габарита, подразделяется на несколько па-
кетов длиной 100 мм с промежутками между ними в 15—25 мм. Маг-
нитное колесо 14 (см. рис. 9 2) выполняют сварным из листовой стали
марки СтЗ.
Полюсы быстроходных машин крепят к остову ротора Т-образными
хвостовиками, а в некоторых машинах — хвостовиками в виде ласточ-
кина хвоста. Полюсы тихоходных машин крепят к ободу магнитного
колеса шпильками и гайками.
Сердечники полюсов 15 выполняют шихтованными из листовой ста-
ли марки СтЗ толщиной 1 и 1,4 мм. Запрессовку сердечника полюса
осуществляют с помощью литых нажимных щек и заклепок. Сердеч-
ники полюсов бесхвостового исполнения имеют массивный централь-
ный стержень, в который заворачивают крепящие полюс шпильки.
Демпферную (пусковую) клетку 16 выполняют из медных стерж-
ней, расположенных в полузакрытых пазах сердечников полюсов, при-
паянных к дугообразным сегментам П и выполненных из полосовой
меди, гнутой плашмя. У некоторых двигателей часть пазов заполняют
латунными стержнями. Соединение короткозамыкающих сегментов
соседних полюсов быстроходных машин производят встык с помощью
12
соединительных накладок с дополнительным креплением соединения
шпилькой к остову ротора. Короткозамыкающие сегменты тихо-
ходных машин соединяют между собой внахлест.
Обмоткн возбуждения 18 состоят нз катушек, изготовленных нз
голой полосовой меди, намотанной на ребро. Между витками проклады-
вают изоляцию из асбестовой бумаги.
Контактные кольца 19 подвесного типа изготовляют из стали мар-
ки СтЗ или чугуна и крепят на конце вала за подшипниковым узлом
у машин 13—17-го габаритов н между подшипниковыми стояками у
машин, начиная с 18-го габарита (серия СДНЗ-2).
Подшипниковые щиты 20 у машии серии СД2 (СГ2) (см. рнс. 9.1)
сварные, которые центрируют замками в станине. В щитах имеются
окна с жалюзи, через которые входит охлаждающий машину воздух.
В серии СДН2 (см. рнс. 9 2) нижние подшипниковые полущиты 2 в
машинах 16-го габарита изготовляют литыми из чугуна, а у машин
17-го габарита приняты сварные полущиты. В полу щитах предусматри-
вают вентиляционные окна, служащие также для измерения воздушно-
го зазора. Предохранительные щиты 21 прикрепляют к верхним торце-
вым частям станины, и их конструкция определяется необходимостью
обеспечения заданной степени защиты машины.
При степени защиты IP11 вентиляционные окна, расположенные
на цилиндрической поверхности щитов, закрыты жалюзи, окна на тор-
цевых поверхностях — решетками, сваренными из концентрически рас-
положенных круглых прутков н радиальных ребер. Для предотвращения
попадания внутрь двигателя воды, стекающей по торцевой поверхности
щита, предусмотрены обтекатели. Щиты машин со степенью зашиты IP43
отличаются от щитов машин исполнения IP 11 только отсутствием вен-
тиляционных окон.
В машинах серии СДНЗ-2 применяют плоские разъемные щиты 20
(см рис. 9 3) из листовой стали толщиной 5 мм. Для увеличения жест-
кости щиты имеют горизонтальные и вертикальные ребра из полосовой
стали.
Во всех сериях применяют воздушное охлаждение с самовентиля
цией. В машинах серии СД2 принята согласная радиальная система
вентиляции. В серии СДН2 применена согласная система вентиляции,
причем при активной длине магнитопровода статора меньше 44 см
используют аксиально-радиальную схему, а при длинах больше 44 см —
радиальную. У закрытых машин серии СДНЗ-2 вентиляция происходит
по замкнутому циклу через встроенный воздухоохладитель 24, который
у большинства машин размещают в верхней части корпуса. Схему венти-
ляции для машин серии выбирают в зависимости от окружной скорости
ротора и длины статора. При окружных скоростях ротора более 40 м/с
применяют согласную радиальную вентиляцию с осевым вентилятором,
при скоростях от 20 до 35 м/с и активной длине статора машины до
40 см — согласную аксиально радиальную систему с коническим венти-
13
Рис 9.5. Схемы вентиляции
а - защищенных машин СДН2; б - закрытых машин СДНЗ-2
лятором, при скоростях от 20 до 30 м/с, но при длине статора свыше
41 см — согласную радиальную с коническим вентилятором. Вентиля-
торы машин 22 (см. рис. 9.3) прикрепляют к ободу ротора. Идя направ-
ления потока воздуха к подшипниковым щитам некоторых машин
прикрепляют диффузоры 23. На рнс. 9.5, в в качестве примера показана
схема согласной радиальной (левый рисунок) н согласной аксиально-
радиальной вентиляции (правый рисунок) для защищенных машин,
а иа рнс. 9.5, б — согласной радиальной вентиляции для закрытых машин.
На рис. 9.6, а дана конструкция синхронного генератора серии ЕСС,
а на рис. 9.6, б — его внешний вид. Генераторы изготовляют в горизон-
тальном защищенном исполнении. По способу крепления н конструк-
ции подшипниковых узлов генераторы имеют две формы исполнения-
IM1001 (иа лапах с двумя одинаковыми подшипниковыми щитами)
14
Рис 9.6. Синхронный генератор серии
ЕСС
а - чертеж общего вида; б - внешний
вид
и IM2101 (на лапах с фланцевым подшипниковым щитом со стороны
вала). Станина генератора 1 — чугунная, литая. В верхней ее части име-
ется проем прямоугольной формы, над которым устанавливают блок
регулирования напряжения 13. На внутренней поверхности станины
равномерно по окружности расположены продольные ребра, иа которые
сажают обмотанный магнитопровод статора. Каналы, образованные
между ребрами и наружной поверхностью статорного магнитопровода,
служат для прохождения охлаждающего воздуха. Вентиляция генера-
тора - аксиальная, вытяжная. Воздух забирается центробежным венти-
лятором 11 через отверстия в щите, расположенном со стороны контакт-
ных колец. Подшипниковые щиты 4 — чугунные, литые. В нижних час-
тях щитов расположены окна для прохождения воздуха. Окна защище-
ны сетками, штампованными из листовой стали. Для увеличения разме-
ров окон нижняя часть щитов расширена.
В подшипниковых щитах располагают подшипники 10. Со стороны
привода применяют роликоподшипники, а со стороны колец - шари-
коподшипники. В генераторах 5-го габарита установлены шарикопод-
шипники с обеих сторон.
15
a)
Рис. 9.7. Ротор синхронного гене-
ратора серии ЕСС
Магнитопровод статора 2 собирают из лакированных листов электро-
технической стали толщиной 0,5 мм. Собранный в пакет магнитопровод
после опрессовки удерживается шестью продольными скобками, кото-
рые на торцах приваривают к нажимным кольцам. Магнитопровод
впрессовывают в станину и закрепляют от проворачивания винтом.
В полузакрытых пазах статора уложена всыпная петлевая двухслой-
ная обмотка 3 из медного круглого провода марки ПСД. Изоляция об-
мотки и паза соответствует классу нагревостойкости В.
Сердечник ротора 5 собирают из листов электротехнической стали,
которые имеют форму звезды с числом лучей (выступов) 2, равным
числу полюсов (рис. 9.7, а). Листы используют двух видов, отличающих-
ся друг от друга высотой выступов. Из той же стали штампуют сегмен-
ты 2, имеющие форму полюсных наконечников. По длине сердечник
состоит из чередующихся пакетов, состоящих из листов с короткими
или длинными выступами. Крайние пакеты с короткими выступами
собраны из листов тонколистовой стали толщиной 2 мм.
Собранный и спрессованный магнитопровод закрепляют иа валу с
помощью шпонки, а с торцов — диумя пружинными кольцами. '
Катушки обмотки возбуждения 6 (см. рис. 9.6, а) наматывают из
прямоугольной меди и после предварительной изоляции полюсных сер-
дечников надевают на них. Сверху и снизу катушек устанавливают
изолирующие шайбы. Под нижнюю шайбу подкладывают стальную
пружинящую рамку, предохраняющую от перемещения катушки
относительно сердечника. После установки катушек иа полюсы зашихто-
вывают пакеты сегментов полюсных наконечников 2 (рис. 9.7, б).
Сегменты с сердечниками крепят с помощью двух продольных шпи-
лек 3, проходящих через отверстия сегментов и высоких пакетов,
при этом наружные размеры сегментов и высоких пакетов строго
совпадают, образуя внешнюю поверхность ротора Между сегментами
по краям полюсов остаются воздушные промежутки, равные толщине
высоких пакетов.
На выступающие из полюсов концы шпилек устанавливают силуми-
новые втулки, удерживающие торцевые части катушек от изгибания.
Выводные провода обмотки ротора пропускают через вал, конец
которого со стороны колец полый (сверленый), и соединяют с контакт-
16
ними кольцами 8 (см. рис. 9.6, а), изготовленными из латуни. Кольца
с контактными шпильками запрессовывают в изоляционном пресс-ма-
териале на стальную втулку, которая служит для посадки контактных
колец на конец вала. Втулку на валу закрепляют от проворачивания
призматической шпонкой, а от осевого смещения - установленным на
валу пружинным кольцом. Кольца закрывают штампованным из лис-
товой стали кожухом 7- На подшипниковом щите со стороны колец кре-
пят чугунное кольцо, которое стягивает крышку подшипника. В коль-
цо ввинчивают одну или две шпильки, опрессованные в изоляционный
пресс-материал. На шпильки крепят по две траверсы 9, каждая из кото-
рых имеет два щеткодержателя со щетками марки ЭГ-14 размером
10 х 12,5 мм. Блок регулирования напряжения 13 устанавливают над
проемом в станине. В нем устанавливают выпрямители цепи возбужде-
ния, трансформаторы тока, дроссель цепи компаундирования и конден-
саторы для самовозбуждения.
На станине располагают коробку выводов 12 для присоединения
внешних проводов.
9.3. СИСТЕМА ОТНОСИТЕЛЬНЫХ ЕДИНИЦ
При анализе работы синхронных машин и при построении их характе-
ристик широко используют систему относительных единиц. В этом
случае напряжения, ЭДС, сопротивления, мощности и т. д. выражают не
в физических единицах, а в величинах, являющихся их отношениями к
соответствующему значению, которое принимают за базовое. Обычно
для токов и напряжения статора за базовые значения принимают их
номинальные фазные значения /ном.ф и £^Ом.ф> а Для мощности —
полную номинальную мощность <$ном =*и€/НОМ ф. 1ном.ф- Сопротив-
ления обмоток относят к базовому сопротивлению, равному отношению
номинального фазного напряжения к номинальному фазному току. За
базовый момент принимают отношение Afg = ^ном/^ном (^ном — уг-
ловая синхронная скорость).
Для того чтобы выразить в относительных единицах величины и па-
раметры роторных контуров, их нужно предварительно привести к чис-
лу витков обмотки статора, а затем разделить иа соответствующее ука-
занное выше базовое значение этой величины.
В обозначении величин, выражеииых в относительных единицах, в
нижнем индексе указывается звездочка. Так, ток в относительных еди-
ницах будет обозначаться /*, индуктивное сопротивление х* и т. д.
Применение относительных единиц делает анализ работы машины
более наглядным и обобщенным.
9.4. ЗАДАНИЕ НА ПРОЕКТИРОВАНИЕ
При разработке электрической машины задаются рядом исходных
величии, которые будут являться номинальными данными спроекгиро-
17
ванной машины. Для синхронной машины такими данными являются
следующие.
1. Номинальная мощность. Для двигателей этой мощностью явля-
ется механическая мощность на валу Р„ом в киловаттах. Иногда еще
задается полная мощность SHOM в киловольт-амперах. Для генераторов
за номинальную мощность принимается электрическая отдаваемая
мощность 5НОМ в киловольт-амперах, а также ее активная составляю-
щая Люм в киловаттах.
2. Номинальное линейное напряжение (/ном, В или *В-
3. Число фаз и схема соединения обмотки статора (звезда илн тре-
угольник) . Чаще всего применяется схема соединения звезда.
4. Номинальная частота вращения ЛнОМ, об/мин.
5. Частота f, Гц.
6. Коэффициент мощности cos Обычно cos tp = 0,9 при опережаю-
щем токе для двигателей и 0,8 при отстающем для генераторов.
Кроме того, в некоторых случаях могут быть заданы некоторые до-
полнительные данные: момент инерции J, система вентиляции, пуско-
вые условия, конструктивный тип и т. д.
Серии синхронных машин общего назначения в Советском Союзе
выпускались чаще всего в защищенном исполнении с горизонтальным
расположением вала. Поэтому в приведенной ниже методике расчета
будут рассматриваться машины такого типа.
9.5. ВЫБОР ГЛАВНЫХ РАЗМЕРОВ
Проектирование синхронных машин, как, впрочем, н любой другой
электрической машины, начинают с выбора главных размеров: внут-
реннего дваметра статора D и расчетной длины 1^. Задача эта не имеет
однозначного решения, так как при выборе главных размеров прихо-
дится учитывать ряд требований Поэтому для нахождения оптималь-
ных значений Du приходится в некоторых случаях просчитывать
ряд вариантов. Для сокращения числа рассчитываемых вариантов
целесообразно воспользоваться рекомендациями, полученными на ос-
нове накопленного опыта проектирования и эксплуатации подобных
машин. Для предварительного определения диаметра можно воспользо-
ваться построенными в логарифмическом масштабе зависимостями
D = f(S') (рис. 9-8), которые соответствуют усредненным диаметрам
выполненных машин.
Расчетную электромагнитную мощность определяют по фор-
мулам:
для двигателя = fcEPMOM,(4cos^);
для генератора S^OM = kEPKOMlcos<f.
(9.1)
18
Рис. 9-8. Зависимость D— f (S ) при различных числах полюсов:
а - при S' > 100 кВ А; б - при 5* < 100 кВ - А
Коэффициент кЕ представляет собой отношение ЭДС в якоре при
номинальной нагрузке к номинальному напряжению. Он зависит от
cos0 и сопротивления обмотки статора При работе синхронного дви-
гателя с опережающим током и cos^ = 0,9 можно принять кЕ 1,05 -s-
^1.06; для генераторов, работающих с отстающим током и cos^o =0,8,
принимают Jtg. **1,08.
Коэффициент полезного действия т? для двигателей предварительно
можно взять из табл. 9.3, где даны значения КПД для серийно выпус-
каемых синхронных двигателей при номинальном напряжении 17ном =
= 6000 В. При (7НОм = 380 В КПД двигателей увеличивается на 0,3-1%,
а при 17ном = 10000 В снижается на 0,05—0,2%. Коэффициенты полез-
ного действия выпускаемых в настоящее время синхронных генерато-
ров прн cos =0,8 и С/ном =400 В даны в табл. 9.4.
19
Таблица 9 3. Значения КПД синхронных двигателей, %,
4>и со>)р = 0,9 Цим =6000 в
^НОМ’ кВт ^<ОМ’ об/мин
1500 1000 750 600 500 375 300 250
315 94,2 93.9 93,4 91,25 91,27 90,8
400 — 94,6 94 93,9 92,9 91,6 91,94 92
500 — 94,7 94,4 94,3 93,7 92,65 93 93
630 95 95,1 94,9 94,6 94,28 93,4 93,34 9?,5
800 95,5 95,6 94,95 95,17 94,42 94,2 93,9 93,9
1000 95,5 95,63 95,5 95,5 95 95 94,4 94.45
1250 — 95,9 95,8 95,54 95,45 95,3 94,66 94,66
1600 — 96,3 96 96 95,85 95,77 95,2 95
2000 — 96.8 96,3 96,3 96,2 95,78 95,7 95,4
2500 — 96,8 96,7 96,6 96,5 96,23 95.72 95,65
3200 -s 97 96,8 96,88 96,6 96,69 96,1 96
4000 — 97,2 97 96,83 96,76 96,54 96,3 96,28
5000 - 97,3 97,2 97,09 97,07 - - -
Таблица 9.4. Значения КПД синхронных генераторов, %,
4>и cos(/5=0,8 и t/HOM = 400 В
Лсом-*Вт "ном. Об/МИН
1000 600 500 375
125 - 90,5
160 — 91,3 —
200 — 91,9 —
250 93 92,6 —
315 — 92,7 —
400 — — — 92,6
500 — — — 93,4
630 — — — 93,8
800 - - 94,1
При других значениях мощности, частоты вращения и напряжения
предварительное значение КПД генераторов прн cos «р = 0,8 можно полу-
чить по табл. 9.3 (с учетом поправки по напряжению), снизив найденное
значение на 0,2—0,7%. В табл. 9.5 даны КПД для генераторов мощностью
до 100 кВт.
По найденному диаметру определяют полюсное деление
т = nD/(2p),
(9-2)
где р = 60/7 "вом
20
Таблица 9.5. Замени КПД синхронных генераторов, %,
при с<м^ = 0,8, Ц*ом = 230 400В ЛнОМ = 1500об/мин
Лтом-кВт 4 8 12 16 20 30 50 60 75 100
Г], % 80 82,2 86 87 87,5 88 90 90,5 91 92,5
Таблица 9.6
4 6 8 10 12 16
KD 1,43-1,52 1,4-1,45 1,35-1,4 1,3-1,35 1,28-1,33 1,22-1,28
Предварительное значение внешнего диаметра статора D находят
по формуле
P„=KdD. (9.3)
Коэффициент KD в зависимости от числа полюсов машины имеет
значения, приведенные в табл. 9.6.
Полученное значение Da следует округлить до ближайшего нормали-
зованного диаметра. Значения их даны в табл. 9.7. Нормализованные
диаметры получены исходя из наиболее благоприятного раскроя листов
электротехнической стали, при котором уменьшаются отходы при
штамповке. Нормализованным диаметром определяется габарит ма-
шины.
От выбранного внешнего диаметра магнитопровода статора Da зави-
сит высота оси вращения h у проектируемой машины. Высоты осей
вращения в зависимости от Da для выпускаемых в настоящее время
синхронных машин даны в табл. 9.7. Машины, выполненные на диамет-
Таблица 9.7
Габарит Диаметр, мм Высота оси вра- щения, мм Г абарит Диаметр, мм Высота оси вра- щения, мм
5 280 180 14 850 500
6 327 200 15 990 560
7 393 225 16 1180 630
8 423 250 17 1430 630
9 493 280 18 1730 630
10 520 315 19 2150 630
11 590 355 20 2600 630
12 660 400 21 3250 630
13 740 450
21
pax Da от 1180 мм и выше, имеют высоту оси вращения h =630 мм,
что достигается соответствующей приваркой лап к станине (см.
рис. 9-3).
Если в результате округления отношение Da/D будет выходить за
пределы значений коэффициента KD, то следует произвести перерасчет
внутреннего диаметра Ьи полюсного деления т.
D=Da/KD- r=nDI(2p). (9.4)
В этом случае для К& можно взять среднее значение при данном
числе полюсов.
По полученному диаметру D находят расчетную длину машины, м-
аЬкВ |Л В6Ном D 2"иом
(9-5)
где Cg - расчетный коэффициент полюсного перекрытия (см. рис- 9.21);
кв — коэффициент формы поля (см. рис. 9.21); &об1 — обмоточный
коэффициент обмотки статора; D — внутренний диаметр статора, м;
А — линейная нагрузка статора, А/м; 2?gKoM — максимальное значение
индукции в воздушном зазоре при номинальной нагрузке, Тл.
Как а&, так и кв зависят от размеров н конфигурации полюсного
наконечника, а также воздушного зазора и полюсного деления. Посколь-
ку на данной стадии расчета эти значения неизвестны, то предвари-
тельно можно принять ng =0,65 -г 0,68, кд = 1,16 + 1,41, а их произведе-
ние а$кв =0,75 4- 0,78 (эти значения соответствуют а = 0,68 -^0,72,
5т/5 = 1,5 и 6/т = 0,01). Прн равномерном воздушном зазоре над по-
люсным наконечником в машинах небольшой мощности (менее 100 к Вт)
6w/6 -1, и можно принять а^кв =0,84-5-0,87.
Обмоточный коэффициент Ло61 определяют по шагу обмотки стато-
ра и числу пазов на полюс и фазу. Предварительно fcoci можно взять
равным 0,92, что примерно соответствует шагу обмотки у =0,83.
Линейную нагрузку А и индукцию ^§ном для машин мощностью
от 100—150 кВт и выше выбирают по кривым рис. 9.9, где приведенные
зависимости получены для серийно выпускаемых синхронных машин
с номинальным напряжением 6000-6600 В. Эти же зависимости соот-
ветствуют машинам и при номинальном напряжении 380—400 В. При
номинальном напряжении 10 000 В индукцию 5gHOM можно также вы-
бирать по кривым рис. 9.9, а линейную нагрузку целесообразно снизить
на 10-15%, так как из-за более толстой пазовой изоляции ухудшается
охлаждение проводников обмотки якоря.
Значения индукции 5gHOM и линейной нагрузки А для машин мощ-
ностью меиее 100 кВт выбирают по рис. 9.10-
22
Рис. 9.10. Зависимость ^хном и А от 7 для синхронных машин мощностью ме-
нее 100 кВт °
Найденные из рис. 9.9 или 9.10 значения А и В$ном следует рассмат-
ривать как предварительные. В дальнейшем расчете при необходимости
их можно изменить. При этом следует иметь в виду, что в зависимости
от выбора А и ВgHOM изменяется активный объем D2l^ проектируемой
машины. Чем больше произведение >45gHOM, тем меньший объем будет
иметь машина. Однако как Л, так и 5gHOM имеют свои верхние пределы
Основным фактором, ограничивающим линейную нагрузку, является
нагрев обмотки, так как с возрастанием А в ней увеличиваются элект-
рические потери. Допустимое значение линейной нагрузки зависит от
класса иагревостойкости применяемой изоляции, а также от конструк-
тивного выполнения машины и, прежде всего, от способов ее охлажде-
ния. Приведенные иа рис. 9.9 и 9.10 значения А получены по данным
выпускаемых в настоящее время синхронных машин защищенного
исполнения с косвенным воздушным охлаждением, имеющих изоляцию
класса нагревостойкости В. При применении изоляции класса нахрево-
стойкости F линейную нахрузку следует увеличить в 1,12 раза, а при
применении изоляции класса нагревостойкости Н - в 1,2 раза.
Верхний предел индукции ^§ном ограничен, главным образом, насы-
щением магнитной цепи и в первую очередь насыщением зубцового
23
слоя. С повышением насыщения увеличивается мощность, необходимая
для возбуждения машины, вследствие чего возрастают размеры обмот-
ки возбуждения и высота полюса.
Следует также отметить, что от отношения 4/Вдном зависят индук-
тивные сопротивления обмоткн С увеличением этого отношения индук-
тивные сопротивления возрастают.
Определив расчетную длину машины 7g, находим отношение
X = tj/r. (9.6)
От X зависят ряд показателей машины и условия ее охлаждения.
Чем длиннее машина (больше X), тем хуже условия ее охлаждения.
Значение X для выпускаемых в настоящее время синхронных машин
обычно лежит в пределах, указанных на рис. 9.11. Если X ие укладыва-
ется в указанные пределы, то следует изменить диаметр D, а если по-
требуется, то и внешний диаметр Da . При изменении диаметра D в со-
ответствии с (9.5) изменится и !§•
У машин небольшой мощности при 7^ меньше 250-300 мм, а у
более крупных машин меньше 200 мм магнитопровод статора выполня-
ется из одного пакета.
При большей длине в целях улучшения охлаждения сталь статора
разбивают на несколько пакетов, между которыми выполняют радиа-
льные вентиляционные каналы (рис. 9.12). Обычно длину пакетов
7пак выбирают равной 4—5 см, а ширину канала bK = 1 см. Прн нали-
чии вентиляционных каналов истинная длина статора будет больше
расчетной и может быть найдена по формуле
h (1,05ч-1,08)/б. (9.7)
Длину всех пакетов чаще всего принимают одинаковой. Число венти-
ляционных каналов в этом случае будет равно:
~~ (^1 ~ ^пжк)/(^пак + ^к)> (9-8)
причем Ик округляют до целого числа.
Рис. 9-11. Значения Х“ Zg/Т в зависимости от числа пар полюсов
24
Рис. 9.12. Размеры активной стали статора
Определив число каналов, уточняют длину пакета:
/пак =(/1"^М/(«к + 0- (9-9)
Суммарная длина пакетов сердечника
'ст» ='п.к^ + О- (910)
В некоторых случаях, главным образом для машин, имеющих боль-
шую длину, крайние пакеты изготовляют более длинными, чем средние.
9.6. ОБМОТКА И ЗУБЦОВАЯ ЗОНА СТАТОРА
Для статоров синхронных машин находят применение петлевые об-
мотки, состоящие из многовитковых катушек, и волновые обмотки
с числом эффективных проводников в пазу не бопее двух. Применение
волновых обмоток имеет определенные преимущества при токах в
параллельной ветви более 1000 А, поэтому они целесообразны для
очень крупных машин (гидрогенераторы, турбогенераторы).
Для статоров синхронных машин общего назначения находят при-
менение двухслойные катушечные петлевые обмотки с числом эффек-
тивных проводников в пазу Пц более двух (см. гл. 3). По условиям тех-
нологии каждый эффективный проводник в зависимости от его сече-
ния составляется из нескольких элементарных прямоугольных провод-
ников с поперечным сечением 12—20 мм2. Ток в таком составном про-
воднике допускается до 150—200 А. Если номинальный фазный ток
машины 7Ном.ф превышает указанные пределы, то обмотку выпол-
няют из нескольких параллельных ветвей.
Номинальный фазный ток /ном.ф обмотки статора при соединении
ее в звезду равен линейному току /иом, а при соединении в треуголь-
иик будет в у/Зраз меньше: /иом.ф =
Номинальный линейный ток /иом машины определяют исходя из
заданных номинальных значений мощности и напряжения:
для генератора
J _ ^ном _ ^ном
х/з* Цюм х/’з’Цгом соз ^5
для двигателя
J _ ^ном __ ^ном
'ном , г?•
V 3 Ц»ом V 3 1/Ном П СО»
(9.11)
При выборе числа параллельных ветвей следует исходить из того,
чтобы ток в параллельной ветви находился в пределах от 50 до 150 А
25
млн в крайнем случае до 200 А:
а =7Ном.ф/[50-Н50(200)]. (9.12)
В этом диапазоне намечают возможное число параллельных ветвей
(а — целое число), имея в виду, что а должно быть кратно числу полю-
сов. В дальнейшем число параллельных ветвей необходимо увязать с
выбранным числом пазов.
При выборе числа пазов следует учитывать ряд обстоятельств, влияю-
щих на технико-экономические показатели проектируемой машины.
При большом числе пазов увеличивается расход дорогостоящей пазо-
вой изоляции, уменьшается механическая прочность зубцов, но улуч-
шается форма кривых ЭДС и МДС обмотки статора.
При уменьшении числа пазов возрастают объем тока в пазу и пере-
пад температуры в изоляции, увеличиваются добавочные потери в меди,
а также пульсационные и поверхностные потери. Кроме того, с увеличе-
нием размеров катушкн усложняются ее изготовление и укладка в
пазы. При разработке серии в целях унификации обмоточных проводов
и числа применяемых штампов стремятся выбирать одинаковые пазы
для машин с различным числом полюсов.
Оптимальный выбор числа пазов Z я может быть сделан путем расче-
та и сопоставления между собой рида вариантов. Задача упрощается,
если воспользоваться опытом разработки подобных машин, при этом
можно исходить из зубцового деления.
rzl==irD/Zi. (9.13)
На рис. 9.13 показаны пределы изменения в зависимости от по-
люсного деления т для выпускаемых в настоящее время машин общего
назначения мощностью свыше 100 кВт. Определив прн данном значении
т максимальное и минимальное значения tz, находят числа пазов
(зубцов) машины:
Z.m№ = (914)
Рис. 9 13. Пределы изменения зубцового
деления . 8 зависимости от попюсного
деления т для синхронных машин.
1- 13-го и 14-го габаритов; 2-16-го
и 17-го габаритов; 3- 18-21-го габари-
тов
26
Из этого диапазона выбирают такие числа пазов (Z > — целое число),
при которых выполняются следующие требования.
1. Zj должно быть кратным числу фаз т и числу параллельных вет-
вей а, т. е. Z j ftna — целое число.
2. Число пазов на полюс и фазу q^ =Zi/2pm должно быть целым или
дробным вида qk = b + cfd (b — целое число, a c/d — правильная несо-
кратимая дробь), причем d не может быть кратно числу фаз т и долж-
но быть меньше числа пар полюсов.
Для синхронных машин общего назначения при 2р < 8 чаще всего
выбирают целое число пазов на полюс и фазу [r/i =3(2) -г 5] (большие
значения для машин с меньшим числом полюсов). При числе полюсов
2р > 8 и малом полюсном делении можно выбирать обмотки с дробным
<71(1 1/2<Ч1 <3).
3. Чесло параллельных ветвей и число полюсов должны быть связаны
следующими соотношениями:
а) при целом числе пазов на полюс и фазу 2р/а - целое число;
б) при дробном числе пазов на полюс и фазу 2pfad - целое число;
4 Для удобства сегментировки статора желательно, чтобы число па-
зов разлагалось на возможно большее число простых множителей (2,
3,5).
5. Число пазов должно быть кратным числу разъемов статора.
Четвертое требование следует выполнять для машин, имеющих внеш-
ний диаметр статора Da > 990 мм, а пятое - для машин с Da > 3250 мм.
Из найденного выше диапазона чисел пазов выбирают такие Zj, при
которых наиболее полно удовлетворяются указанные требования.
Затем определяют число эффективных проводников в пазу ц, и зубцо-
вое деление t z t.
naDA
и - ----------
^1^ном.ф
значение ц, округляют до ближайшего четного числа.
По найденному значению уточняют линейную нагрузку:
А = (9.16)
iraD
Наилучшим вариантом числа пазов следует признать такой, при кото-
ром уточненное значение линейной нагрузки незначительно отличается
от выбранной в начале расчета (+ 5%) и зубцовое деление имеет прием-
лемое значение. Полученные таким образом значения Zif ип, a, q и А
для машин с Da < 990 мм являются окончательными и должны исполь-
зоваться в дальнейших расчетах.
Для машин, имеющих Da > 990 мм, число пазов устанавливают пос-
ле выбора сегментировки статора (см. § 9.7).
(9-15)
27
У синхронных машин мощностью менее 100 кВт при (7НОМ < 500 В
для статора чаще всего применяют полузакрытые пазы и всыпные петле-
вые обмотки из круглых проводников. Пазы имеют трапецеидальную
или грушевидную форму. Число пазов на полюс и фазу qx принимают
целым и выбирают в пределах от 2 до 5. Большее значение qt принима-
ют для машин с меньшим числом полюсов.
Задавшись числом qit определим общее число зубцов статора:
Zt = lpqxm. (9.17)
Тогда зубцовое деление статора
'гГ irD/Z,.
(9.18)
Зубцовое деление для этих машин составляет 1,5—2,5 см. Число эф-
фективных проводников в пазу статора
Цх ~ ?яуА0!Iяом.ф (9.19)
Прн двухслойной обмотке статора должно быть четным. При
округлении Нд следует контролировать изменение линейной нагрузки Л.
При значительном ее отклонении от ранее выбранной (более ± 5%)
может потребоваться изменение tz. - При этом выбирают другое зна-
чение qx или число параллельных ветвей.
9.7. СЕГМЕНТИРОВКА СТАТОРА
Листы электротехнической стали выпускаются с максимальной ши-
риной 1000 мм. Поэтому когда Da > 990 мм, то магннтопровод статора
собирается из отдельных сегментов (рис. 9 14).
Хорда Н сегмента (рис. 9.15) с иеобходвмым припуском на штампов-
ку (5—10 мм) должна быть возможно ближе к ширине одного из стан-
дартных листов электротехнической стали, имеющих размеры 600 X
х 1500, 750 х 1500, 860 х 1720, 1000 х 2000 мм.
737,13
Рис. 9.14. Сегмент стали
статора
28
1500
Рис. 9-15 Раскрой стандартного ли-
ста электротехнической стали
Если принять, что число сегментов в полной окружности статора
равно sCT, то можно определить длину хорды Н:
Н = sin(180°/sCT). (9-20)
Хорда также может быть выбрана равной примерно половине шири-
ны листа, но не менее 370 мм. Число сегментов в слое может быть целым
или дробным. Предпочтительным является целое число сегментов. Для
большинства выпускаемых в настоящее время средних и крупных
синхронных машин общего назначения число сегментов равно целому
числу и выбрано в пределах от 6 до 18. Однако встречаются отдельные
машины, у которых sCT равно целому числу плюс 1/5, или 2/5, или
1/2, или 1/3. На рис. 9-14 показан сегмент с 15 пазами: его дуга соот-
ветствует 50°. Следовательно, здесь s„ = 7 >/5 ив одном слое будут
укладываться семь сегментов, а 4/5 восьмого перейдет в следующий
слой и т. д. Каждый сегмент должен иметь целое число пазовых
делений, а стыки между соседними сегментами должны проходить че-
рез середину паза. Для того чтобы избежать накладывания краев сег-
ментов друг на друга, между сегментами одного слоя предусматрива-
ется промежуток в 0,4-0,6 мм. Число пазов в сегменте берется от 8
до 20. При четном числе пазовых делений в сегменте каждый следую-
щий их слой сдвигается на 1/2 сегмента, а при нечетном числе - на
1/3 сегмента, для чего число пазовых делений должно быть кратно
трем. Если число сегментов в слое дробное, то число пазов в сегменте
должно быть кратным знаменателю дроби.
Сегменты сердечника статора крепят к корпусу на двух, трех, а
иногда и большем числе клиньев или шпилек. Для этого на внешней
Дуге сегмента предусматривают пазы соответствующей формы, рас-
положенные обычно симметрично относительно середины сегмента.
При круглых пазах крайние отверстия делают скошенными (см.
рис. 9.14). Как правило, синхронные машины общего назначения имеют
внешний диаметр меньше 3250 мм. Поэтому подразделение статора
на части, вызванное возможностью его транспортировки по железной
Дороге, у них не производится.
При проектировании статора стремятся к подбору такого числа па-
зов статора Z х, при котором на один сегмент приходилось бы соответ-
29
ствующее целое их число, а сегменты обеспечивали бы хороший рас-
крой листов стали Задача эта может решаться двояко.
1. При данном Zj находят возможные варианты чисел сегментов
и их хорд. Число сегментов должно быть кратно числу пазов, и для
их определения целесообразно использовать разложение Zt на мно-
жители.
2. Задаются рядом размеров хорды Н и приближенно находят чис-
ло сегментов:
sCT = nD/H.
Хорда Н должна быть равна или несколько меньше следующих
значении: 370, 420, 490, 590, 740, 850 мм. Затем, округляя $Ст до це-
лого или соответствующего дробного числа, добиваются, чтобы число
зубцов Z5 в сегменте было равно целому числу Z, =Zi/s„, после че-
го уточняют длину хорды Н по (9 20) - Такие расчеты целесообразно
проделать для нескольких выбранных ранее значений Zj. Для удоб-
ства сопоставления результаты расчетов следует свести в табл. 9.8.
В результате расчета определяют варианты, удовлетворяющие из-
ложенным требованиям к сегментировке, из числа которых выбирают
наиболее оптимальный.
Таблица 9.8
Номер Чис- Чис- Хорда Число Число Число Число Зубцо- Линей-
вари- по ло сегмен- пазов пазов парал- эффек- вое ная на-
анта па- сег- та Н в сег- на по- лель- тивных (пазо- грузка
зов мен- менте люс ных провод- вое) А
Zj тов Zs и фа- ветвей ников деле-
«ст зу <71 а в пазу ние
fZl
2
Если ни при одном значении Zj удовлетворительной сегментировкн
не получается, то следует выбрать новые значения Z i за счет небольшого
изменения пределов зубцового деления tzi или за счет изменения
диаметров и длины статора, а затем повторить расчет.
Число пазов Z|, пазов на полюс н фазу qlt параллельных ветвей а,
эффективных проводников в пазу t^, соответствующих окончательно
выбранному варианту, можно принять для дальнейших расчетов.
9.8. ПАЗЫ, ОБМОТКА И ЯРМО СТАТОРА
а) Размеры пазов статора.
После того как окончательно установлены число пазов статора и
зубцовое деление tZi, приступают к определению размеров паза и
проводников обмотки.
Опыт проектирования и теоретический анализ показывают, что с
точки зрения иаилучшего использования машины существует оптимум
ширины отношения паза bni к зубцовому делению tzi- При прямо-
угольных пазах, которые применяют для машин мощностью выше
100 кВт, оптимальное отношение bnJtzl в среднем составляет 0,42,
причем небольшие отклонения существенно не отражаются на показате-
лях машины. Исходя из этого, можно предварительно определить ши-
рину паза по соотношению
ЬП1 « (0,34-0,50)tzx (9.21)
Большие значения относятся к машинам меньших габаритов. Шири-
ну паза берут тем больше, чем выше напряжение машины и чем толще
изоляция. При узких пазах снижается коэффициент заполнения паза
медью. С увеличением ширины паза увеличиваются добавочные потери
на поверхности полюсных наконечников. Обычно ширина паза лежит
в пределах 10-20 мм. Окончательно ширину паза устанайлкммт после
выбора проводников обмотки.
Сечение эффективного проводника обмотки статора
<7эф ^ном.ф^(^1)’
(9.22)
Допустимая плотность тока Jj определяется по произведению A,
которое является характеристикой тепловой нагрузки обмотки и за-
висит от класса иагревостойкости применяемой изоляции. На рис 9.16
Дана зависимость =/(т) для се-
рийных синхронных машин с изоля-
цией класса иагревостойкости В. При
применении изоляции класса нагрево-
стойкости F значения AJit приведен-
ные на рис. 9.16, можно увеличить на
20—25 %, а при изоляции класса Н —
на 40-45%.
Рнс. 9 16 Зависимость AJy от т для син-
хронных машин.
1- 13-го и 14-го габаритов; 2 16-го
и 17-го габаритов; 3 — 18-21-го габаритов
31
Плотность тока
Л = (ЛЛ)/Л- (9.23)
При определении размеров проводника можно исходить из следую-
щих рекомендаций.
В целях уменьшения потерь от вихревых токов проводники в паз
укладываются плашмя. Размеры проводника по высоте паза — толщину
проводника at — не следует брать больше 3—3,5 мм. Поперечное сече-
ние проводника по возможности не должно превышать 18-20 мм2.
Если найденное сечение дзф больше 18—20 мм2, то целесообразно его
разбить на несколько элементарных проводников:
«.л > в,ф/(18-20).
Число элементарных проводников в одном эффективном в общем
случае
Дэл — п^п^, (9.24)
где Пш — число элементарных проводников по ширине паза (обычно
один или два); п* — число проводников, располагаемых по высоте
паза (от 1 до 4).
Возможная ширина изолированных проводников
ь'1н, (9.25)
Двусторонняя толщина изоляции паза по его ширине 5ИЗ,П зависит
от конструкции изоляции и номинального напряжения машины. При-
меры выполнения изоляции обмоток статора даны в гл. 3.
В синхронных машинах от 100 кВт к выше, выпускаемых промыш-
ленностью в настоящее время, применяется термореактивная или не-
прерывная изоляция класса нагревостойкости В, спецификация которой
дана в табл. 3.5. Двусторонняя толщина этой изоляции составляет
6 мм при {/ном = 10000 В, 4,7 мм при £/Ном -6000 6600 В и 2,2 мм
ПРИ Цюм = 380 4-400 В.
Предварительная ширина элементарного проводника с изоляцией
*>1HS « 111,13 < 7.5 мм. (9.26)
иш
Ширина этого проводника без изоляции
~ ^1иэ ~ ^ХИЗ.ПР’
где 51иэ<пр — двусторонняя толщина изоляции проводника. Двусторон-
няя толщина изоляции проводников различных марок дана в табл. П3.4.
32
Для синхронных машин при номинальном напряжении от 3000 до
6000 В для обмотки якоря применяют провода с эмалеволокнистой
изоляцией марки ПЭТВСД, не требующие наложения дополнительной
вилковой изоляции. Двусторонняя толщина изоляции таких проводов
равна 0,5 мм.
При номинальном напряжении 10000 В для обмотки якоря приме-
няют провода ПСД. В качестве витковой изоляции накладывают впол-
нахлеста один слой стеклослюдинитовой ленты толщиной 0,09 мм.
При напряжении менее 660 В применяют провода марок ПСД или
ПЭТВП. По необходимому сечению элементарного проводника <7ЭЛ =
= ^Эф/Иэл и найденной предварительно его ширине bj по табл. ПЗ-З
выбирают ближайший стандартный проводник. Одновременно с шири-
ной определяют и высоту проводника at. Значения q3n, bi и для
выбранного стандартного проводника принимают за окончательные.
По найденным значениям уточняют размеры изолированного элемен-
тарного проводника:
^1из — bj + б]иЗ.Пр>
б1из = + ^1из.пр-
После выбора проводников уточняют размеры паза:
ширина паза
^П1 ~ ^1из + Биз.„ + ^р,ш + (9.27)
высота паза
*П1 =Ц1ЛвЛ1из + 2 5из + йк + + 6В, (9.28)
где йк — высота клина: hK =4-5-5 мм; Е6ИЗ - суммарная толщина
изоляции по высоте паза (определяется по табл. 3.5); 6р.ш, 6р.в -
допуски на разбухание изоляции: 5р.ш = 0,05^; 6р.„ = 0,05^1^,; 6Ш,
Ьв — технологические допуски иа укладку: 6Ш =бв =0,2 мм.
Иногда в синхронных машинах применяется возбуждение полюсов
от дополнительной обмотки, закладываемой в пазы статора. В зави-
симости от схемы возбуждения эта обмотка вместе с изоляцией зани-
мает около 20% площади паза. При наличии такой обмотки высоту
паза, найденную по (9-28), следует увеличить в 1,2- 1,25 раза.
Размеры паза ”в свету” округляют до десятых долей миллиметра.
Обычно Ani/bni =4 -г 6,5 для машин с (7НОМ ~ 600 6^00 В и
3,5 -4,5 для машии с 1/ном = 380 -г 400 В. Далее производят уточнение
сечения эффективного проводника и плотности тока в нем. Сечение
эффективного проводника q . равно сумме сечений элементарных
проводников: 3
’эф "эл9зл-
2-И.Копылов и др. (кн.2)
(9.29)
33
Фактическая плотность тока, А/м2,
Л = /.ом.ф/(*<7эф) (9.30)
Окончательно размеры паза устанавливают после вьиерчивания
масштабного эскиза паза, составления его подробной спецификации
и проверки максимальной индукции в зубце, индукции в спинке ста-
тора, а также перепада температуры в изоляции.
Максимальная индукция в зубце, Тл,
(931)
й = ^6hom*Z 1^6
Z‘m“ (»Z,-*ul)'«rl*,
Индукция обычно лежит в пределах 1,6-2 Тл. Индукция
в спинке статора, Тл,
^5^ Дном ^5
В а =
(9-32)
где ha ~{Da - D)/2 — й П1 — высота спинкн статора, м.
Расчетный коэффициент полюсного перекрытия можно прибли-.
женно принять равным 0,65—0,68. Индукция Ва имеет значения 1,2—
1,45 Тл.
Коэффициент заполнения пакета сталью кс берется из табл. 2.1.
Статоры синхронных машин при частоте 50 Гц чаще всего выпол-
няют из лакированных листов толщиной 0,5 мм (кс =0,93).
Перепад температуры в изоляции паза
= _______*Zi_______ 9’5^нз.п
4,2 Ю11 2(ЛП1+ Лп1-Лк) "хиз
(933)
где йф - коэффициент добавочных потерь: к$ =1,03-5-1,1; Хиз — тепло-
проводность изоляции: Хиз = 1 - 10"s Вт/(м - °C) — для некомпаунди-
рованной изоляции; Хиз = 1,6 - 10"5 Вт/(м - °C) — для компаундиро-
ванной изоляции; Хиз = 2,2 • 10"5 Вт/(м °C) - для изоляции, выпол-
ненной по способу ’’монолит”.
Для изоляции класса нагревостойкости В перепад температуры
Д^нз.п должен превышать 30-35 °C.
В (9.31)—(9.33) линейные размеры подставляются в метрах, J —
в А/м2, А — в А/м, В — в Тл.
Если индукция или Д£из.п превышают рекомендуемые пределы,
то следует скорректировать размеры паза и проводов.
Как сказано выше, для машин низкого напряжения мощностью
до 100 кВт (5—9-й габариты) в основном применяют полузакрытые
пазы со всыпной обмоткой. Изоляция таких пазов дана в табл. 3.1.
34
В синхронных машинах, выпускаемых в настоящее время промыш-
ленностью, для обмоток статора применяют изоляцию класса ’’монолит”.
Обмотку выполняют из круглых проводников. Марку проводников
выбирают в зависимости от принятой нагревостойкости изоляции.
При нагревостойкости изоляции класса В рекомендуется применять
провода марок ПЭТВ, ПЭТВМ или ПСД а при классе нагревостойко-
сти F — провода марок ПЭТ-155, ПЭТМ, ПСД, ПСДКТ. Возможно также
применение проводников и других марок (см. гл. 2). Прн выполне-
нии обмотки из круглых проводников не следует их диаметр выби-
рать более 2 мм, так как при большей толщине возникают трудности
в укладке. При больших сечениях эффективного проводника его це-
лесообразно разбить на несколько элементарных ^л, а иногда выпол-
нить обмотку в несколько а параллельных ветвей.
Сечение элементарного проводника, м2,
<7ЭП =/ном.ф/(ИэллЛ) (934)
Путем подбора и а добиваются, чтобы q3n < 3,1 • КГ 6 м2
(с?эл < 2 • 103 м). Плотность тока прн изоляции класса нагревостойко-
сти В выбирают в пределах (6,9 — 7,5) • 106 А/м2 для машин с и^ом =
= 1500 об/мин н (5,9 — 6,5) -106 А/м2 для машин с ПкО1Л =1000 об/мин.
Нижние пределы соответствуют более мощным машинам. При изоля-
ции класса нагревостойкости F плотность тока в проводниках может
быть повышена в 1,15 раза, а при изоляции класса нагревостойкости
Н — в 1,25 раза. По найденному сечению из табл. П3.1 подбирают раз-
меры стандартного провода, после чего определяют сечение эффектив-
ного проводника и уточняют плотность тока.
Необходимую площадь паза 5^ для размещения изолированных
проводников находят, задавшись коэффициентом заполнения к3:
s; = )/*.. (9-35)
где d3n из — диаметр элементарного изолированного проводника;
^п ~ сечение паза без учета пазовой изоляции, площади клина и между-
катушечной прокладки; к3 — коэффициент заполнения: к3 = 0,68 -г
0,74; меньшие значения рекомендуется выбирать для относительно
Длинных машин с большим числом проводников в пазу i^.
При наличии дополнительной обмотки в пазах статора площадь
следует увеличить в 1,25 раза.
Размеры паза устанавливают после вычерчивания в масштабе од-
ного зубцового деления (рис. 9.17). Сначала на чертеж наносят зуб-
цы. Зубец, кроме верхней своей части, имеет одинаковую ширину
которую можно определить, исходя из допустимого значения индукции
1тцх'
35
Рис. 9.17. К определению размеров полузакрытого
паза при в сыпной об мотке
(9.36)
Значения BZXtnax выбирают в пределах 1,55—1,85 Тл; высота кли-
на 2,5—3 мм.
Пространство, ограниченное зубцами и клином, за вычетом изоля-
ции представляет часть паза, в котором размещаются проводники
обмотки. Высоту этой части подбирают, исходя нз того, чтобы пло-
щадь образовавшейся фигуры (на рис. 9.17 — трапеции) была равна
Для свободного проталкивания проводника при укладке обмотки
ширину щели полузакрытых пазов выбирают на 1,5—2 мм больше
диаметра изолированного проводника. Высота шлица = 0,7 -5-1 мм.
После того как будут установлены размеры паза, следует по (9.32)
проверить индукцию в спинке статора.
б) Обмотка статора
Эффективные витки в фазе обмоткн статора
“п 1
Wj = 2PQ1-------• (9.37)
2 а
Двухслойные обмотки статора, как правило, выполняют с укор»
ченным шагом Шаг обмотки обычно выбирают в пределах
Уг = (0,8-0,86)тп, (9.3 )
1Детп=3<71; У1 округляют до целого числа; у!тп = (3< 1.
Коэффициент укорочения
ку = sin(7T0/2). (9.39)
Коэффициент распределения
0,5
Лр = ---------------- . (9.40)
9jsm(30 /^i)
При дробном числе пазов на полюс н фазу в (9.40) вместо qt под-
ставляют (1x1 +с)
36
Обмоточный коэффициент
fco6 ~ кукр.
(9-41)
9.9. ВОЗДУШНЫЙ ЗАЗОР И ПОЛЮСЫ РОТОРА
Воздушный зазор в основном определяет технико-экономические
показатели машин. С одной стороны, при увеличении зазора возрастают
размеры обмотки возбуждения и потери в этой обмотке. С другой
стороны, при малых зазорах повышаются добавочные потери
на поверхности полюсных наконечников, а также при деформации ро-
тора появляется опасность задевания его о статор. От зазора зависят
возможные кратковременные перегрузки синхронной машины по мо-
менту и мощности. На максимальные значения момента Мтах н элект-
ромагнитной мощности Рэм существенное влияние оказывает синхрон-
ное индуктивное сопротивление по продольной оси ха- Чем больше
зазор, тем меньше индуктивное сопротивление ха и, следовательно,
большими будут кратности максимальных значений момента
AGnax/Мном и мощности Рзм/Риом. В синхронных машинах общего
назначения при выборе воздушного зазора обычно исходят из значения
xd, при котором Mmax/MHotA или /’эм/Рном будут иметь необходимые
значения. Связь между xd и зазором S устанавливается известным соот-
ношением
^Х^об!
xed< = ---------------------------. (9.42)
Учитывая, что 2mw 11ногл,ф1(2рт) ~ Л, после преобразований полу-
чаем
5о
"° До
(9.43)
Где xad» = Xd* ~ хо» — индуктивное сопротивление продольной реак-
ции якоря; xd* — индуктивные сопротивления рассеяния и син-
хронное индуктивное сопротивление по продольной оси; fcg — коэф-
фициент воздушного зазора; kad~ коэффициент продольной реакции
якоря по рнс. 9.23; к^ — коэффициент, учитывающий влияние магнит-
ных напряжений стальных участков магнитной цепи и стыков между
37
полюсом и ярмом для ненасыщенной машины; B^Q ₽« 0,95Б^ном —
максимальная индукция в зазоре при холостом ходе и номинальном
напряжении, Тл; д0 = 1,256 • 10“® Г/м — магнитная постоянная.
Если принять в среднем fco61 =0,92, kad =0,82, к^ = \,3,xad = 0,92xtf
и k^Q = 1,07-5-1,3, то получим
6 * (0,27 4-0,33) 10“* ------ . (9 44)
вЬс
В (9.44) подставляют А в А/м, В — в Тл, т — в м, тогда б получаем
в метрах. Коэффициент в скобках выбирают тем меньше, чем большее
значение имеет Нижний его предел соответствует xd9> 1,9. На
рис. 9.18 дана зависимость xd^~f(MrnaxIM^oM), полученная на основа-
нии усреднения расчетных данных явнополюсных синхронных машин
общего назначения- По этой зависимости, исходя из заданного значения
•Чпаж/^ном = рэм/^ном» можно предварительно найти xd* и подста-
вить в (9.44). Для синхронных двигателей согласно ГОСТ 183-74
** Такое же значение можно принимать для кратно-
сти максимальной мощности у генераторов. Обычно отношение
Мтах/М лежит в пределах 1,65—2,5.
В современных синхронных машинах воздушный зазор по ширине'
полюсного наконечника делают неодинаковым. Чтобы получить рас-*
пределение магнитного поля, приближающегося к синусоидальному,
зазор под краями полюсов берут примерно в 1,5 раза большим, чем в I
середине, т. е. 6^/6 « 1,5, где 6 ~ зазор под серединой полюса. С этой
целью радиус дуги полюсного наконечника выбирают меньше внут-
реннего радиуса статора (рис. 9-19):
.о
2 + 8D-=-
6₽
Среднее значение зазора принимают рав
ным:
=«* у («т- «). (9.46)
Рис. 9.18. Зависимость х* от М^/Мн^
Рис. 9.19. Размеры ротора синхронной явнополюсной машины
Равномерный воздушный зазор по всей ширине полюсного наконеч-
ника в настоящее время применяют иногда в машинах небольшой мощ-
ности.
Длина полюсной дуги
Ър = ат, (9-47)
где а — коэффициент полюсного перекрытия (конструктивный).
При 1р > 8 хорда, соединяющая края полюсного наконечника, прак-
тически не отличается от дуги.
От а зависит использование активного объема машины. С увеличе-
нием а при прочих равных условиях уменьшается объем активной ча-
сти машины, но возрастает поток рассеяния полюсов. Обычно а выбира-
ют в пределах 0,68—0,73.
Полюсы чаще всего выполняют шихтованными. В крупных машинах
Для полюсов используют сталь СтЗ толщиной 1 или 1,4 мм. Запрессов-
ку сердечников полюсов осуществляют с помощью нажимных щек и
шпилек.
Полюсы в быстроходных машинах при vp irDnlff) > 30 м/с при-
крепляют с помощью хвостов к шихтованному остову (см. рнс. 9.3 и
9-19), а в тихоходных машинах приворачивают шпильками к ободу
магнитного колеса (см. рис. 9.2). Шихтованный обод и магнитное
колесо изготавливают из стали СтЗ.
У машин мощностью меньше 100 кВт полюсы собирают из листов
электротехнической стали и прикрепляют проходящими через них
болтами к напрессованной иа вал втулке или непосредственно к ва-
39
38
Таблица 9.9
7, см 15-20 20-30 30-40 40-50 50-60 Примечание
hp, см 2,2—3 3-4 4-5 5-6 6-7,5 При нал и «мм демпферной клетки
hp, см 1,6-2,2 2,2-3 3-3,7 3,7-4,5 4,5-5,5 При отсутствии демпферной клетки
лу. Применяют конструкцию ротора, показанную на рис. 9.7. Более
подробно о креплении полюсов изложено в § 11.5.
Высоту полюсного наконечника hp (рис. 9.19) выбирают, исходя
из того, чтобы была возможность разместить на его краях стержни
демпферной (пусковой) клетки, а также из условий достаточной
механической прочности- В табл. 9.9 приводятся значения hp в за-
висимости от полюсного деления машины.
Длины полюсного наконечника /р и полюса 1т по оси машины при-
нимают равными длине статора 11 (или иа 1 —2 см меньше).
Высота полюсного сердечника hm, м, предварительно может быть
найдена по одной из следующих формул:
4
hm^ 0,016 +0,186VT-
для машин 16—20-го габаритов;
hm 10,56 + 0,08 -
для машин 10—15-го габаритов при 2р> 6;
hm * (0,45 Ч- 0,55) Ьр -
для машин 10-15-го габаритов при 2р<6;
hm * (0,3 — 0,35) £> - (hp +6) -
для машин небольшой мощности (до 100 кВт).
(9.48)
В (9.48) т, 6,6р, hp hD подставляют в метрах.
Окончательно высоту hm устанавливают после расчета обмотки воз-
буждения (см. § 9.15) и вычерчивания эскиза с расположением ее про-
водников в межполюсном пространстве.
Ширину полюсного сердечника Ът определяют, исходя из допусти-
мого значения индукции Вт в основании полюса. При определении
индукции Вт необходимо учитывать поток рассеяния полюса Фо. Этот
поток наряду с основным потоком Ф проходит по сердечнику полюс
(см. § 9.11). Таким образом, поток полюса
40
Фт = Ф + Фо = Ф(1 + Фо/Ф) = Фат, (9.49)
где от = (1 +Фа/Ф) - коэффициент рассеяния.
Поток и коэффициент рассеяния зависят от размеров полюса, кото-
рые пока неизвестны. Предварительно коэффициент рассеяния можно
определить так:
0,356
0тОа1+к—г- , (9.50)
где 5 и т — в метрах; к — коэффициент, зависящий от высоты полюс-
ного наконечника hp.
При выборе коэффициента к можно руководствоваться следующи-
ми данными:
hp, см.... 3 4 5 6 7
к.......... 7 8,5 10 11 12
Тогда ширину полюсного сердечника находят по формуле
*»= -д5”8*0^'8 °т- (9.51)
Коэффициент заполнения полюса сталью kQP принимают равным
при толщине листов 1 мм 0,95, при толщине листов 1,4 мм 0,97. Ин-
дукцию Вт выбирают в пределах 1,4-1,6 Тл.
Расчетная длина сердечника полюса, м,
1т = 'т + If. (9.52)
гДе If — толщина одной нажимной щеки полюса, м:
lf = (1,5-г 3) - 1(Га.
В (9.52) принимают If, а ие 21?, чтобы приближенно учесть ослабле-
Дче сечения щек за счет закругления краев и отверстии для гаек стяж-
иых шпилек.
Размеры остова и обода магнитного колеса в большинстве слу-
чаев определяются конструктивными соображениями и требованиями
Механической прочности и получаются больше, чем это необходимо
а,я проведения магнитного потока. Ввиду этого при электромагнитном
Расчете определяют длину остова или обода Г я их минимально воз-
м°*ную толщину . В дальнейшем при размещении обмотки возбуж-
на полюсе и при разработке конструкции толщина остова или
^°Да, а также их внешние диаметры и размеры самого полюса долж-
41
ны быть уточнены:
//=/т + Д/с. (9.53) |
для крупных машин Д/с = (10 15) • 10“3 м, для средних Д/с «
= (4-5’5) • 10“2 м и для малых Д7с=0;
ft. = °8в8яомт28 о (9,54)
' 2В."
Индукция В. выбирается в пределах 1—1,3 Тл.
9.10. РАСЧЕТ ДЕМПФЕРНОЙ (ПУСКОВОЙ) ОБМОТКИ
Демпферную (пусковую) обмотку размещают в пазах полюсных^
наконечников ротора (рис. 9.20, а). Эта обмотка в генераторах служит
для ослабления обратного синхронного поля при несимметричной на-
грузке, успокоения качаний ротора, предотвращения динамических!
перенапряжений при несимметричных коротких замыканиях и повы-
шения электродинамической стойкости. В двигателях эта обмотка не-
обходима для асинхронного пуска и успокоения качаний ротора.
Расчет демпферной обмотки заключается в определении количества,
и размеров стержней обмотки, а также размеров короткоэамыкающим
сегментов. Короткозамыкающие сегменты замыкают все стержни с
торцов полюса и соединяются с сегментами соседних полюсов, обра-
зуя кольцо (рис. 9.20, 6). В этом случае демпферная обмотка носит,
название продольно-поперечной. Если сегменты соседних полюсов не
соединяются между собой (рис. 9.20, в), то обмотка называется про-
дольной. Наиболее часто применяют продольно-поперечные демпфер-
ные обмотки.
Для машин общего назначения ч»
ело стержней Nc ла полюс выбирают
обычно в пределах от 5 до 10. Стер»
ни выполняют из меди или латун
ни круглого сечения. Чаще всего i
демпферную (пусковую) обмотку!
Рис. 9.20. Демпферная (пусковая) об»
ка-
fl - расположение обмотки на по
се; б - продольно-поперечная обм.'И
в - продольная обмотка
42
выполняют из медных стержней. Стержни из латуни применяют в
тех случаях, когда необходимо получить большие значения начального
пускового момента у синхронных двигателей. Иногда для повышения
пускового момента обмотку изготовляют из разнородных материалов —
крайние стержни клетки делают из латуни, а остальные - из медн. По-
перечное сечение всех стержней, расположенных на полюсе, принимают
равным 0,15—0,35 сечения меди обмотки статора, приходящейся на
полюс. Исходя из этого сечение стержня
(0,15 -5- 0,35)тА
------• (955)
Коэффициент в скобках (9.55) для генераторов принимается рав-
ным 0,15—0,25, для двигателей 0,25-0,35.
Диаметр стержня
dc = 1.13V57 (9.56)
округляют до размера, кратного 0,5 мм.
Зубцовый шаг на роторе
bp-dc- 2z
ЛГС- 1
(9.57)
где z - расстояние между крайним стержнем и краем полюсного на-
конечника: z > (0,3 + 0,7) • 10"а м.
Кроме выполнения основной своей задачи демпферная обмотка
снижает амплитуды гармоник магнитного поля, обусловленных зубча-
тостью статора. Эти гармоники вызывают пульсацию ЭДС в обмотке
статора и образуют токи и добавочные потери в самой демпферной
обмотке. Для того чтобы демпферная обмотка наилучшим образом вы-
полняла свои задачи, при ее проектировании следует соблюдать сле-
дующие требования.
В генераторах для уменьшения добавочных потерь и искажения
кривых ЭДС желательно иметь зубцовый шаг на роторе tZ2 возможно
б°лее близким к зубцовому шагу статора rZf. Если число пазов на
полюс и фазу в статоре — целое число, или qi = b + eld = b + 1/2,
«пи (bd + c) <9,то 0,8/Z1<rZ2<rZ1.
Для исключения из кривой ЭДС высших гармонических, обуслов-
НВых зубчатостью статора, необходимо иметь
г __ * 6^1
Z2 Nc - 1 6<n ♦ 1 tzi*
2r/'za - (<Ч, 11) > 3.
(9.58)
(9-59)
43
где Nc - число стержней в полюсе; к - целое число, близкое к (Nc - 1).
При достаточно высокой дробности зубцовые гармонические в кри-
вой ЭДС ие проявляются, поэтому при (bd + с) > 9 можно принимать
lZ2 ~lZV
Исходя из этого необходимо найденное в (9.59) значение зубцового I
шага проверить на соответствие указанным требованиям и в случае их
невыполнения сделать пересчет, задавшись другими значениями |
или г.
В двигателях для уменьшения добавочных потерь и исключения!
’’прилипания” ротора число стержней Nc и их шаг tZ2 выбирают так. и
чтобы
tZ2 > 0,8rzl;
(^-0(1- rZ2//Z1) >0,75.
(9.60)
Пазы на роторе выбирают круглые, полузакрытые. Диаметр паза d
мм, равен d =0,1 = 0,2. Ширина шлица паза bs =3 = 4 мм, высота hg =
= 2 = 3 мм В дальнейшем при расчете параметров и пусковых характер
ристик раскрытие паза может быть уточнено.
Длина стержня !с, м, предварительно может быть принята равной;
'с = 'р + (0,2 ^0,4) г. (9-61)1
Окончательно длину стержня устанавливают при разработке кон-
струкции.
Сечение короткозамыкающего сегмента выбирают примерно равным
половине полного сечения стержней одного полюса
= (0,85^1,15)0,5^.
По найденному сечению выбирают стандартную полосовую медь
(см. табл. ПЗ.6) толщиной Ьк з не менее 2/з</с-
9.11. РАСЧЕТ МАГНИТНОЙ ЦЕПИ
Расчет магнитной цепи проводят в целях определения МДС обмотки
возбуждения FfQ, необходимой для создания магнитного потока маШИ'
ны Ф при холостом ходе
При вращении ротора этот поток наводит в обмотке статора ЭДС
Таким образом, в результате расчета магнитной цепи может быть
строена зависимость Е = которая носит название характернстй*
ки холостого хода.
Прн расчете магнитной цепи задаются фазной ЭДС Е в обмотке
тора и по известному выражению определяют полезный поток, 9
44
(962)
где Wj и fcO6i — число витков и обмоточный коэффициент фазы стато-
ра; f - частота, Гц; кв — коэффициент формы поля, представляющий
собой отношение действующего значения индукции к ее среднему зна-
чению.
При синусоидальном распределении магнитного потока в зазоре ма-
шины коэффициент формы поля кв =1,11. Однако в синхронных маши-
нах магнитное поле имеет несииусоидальную форму Характер распре-
деления этого поля зависит от ширины и конфигурации полюсного на-
конечника, а также от относительной длины воздушного зазора 6/т.
Для определения коэффициента формы поля кв в этом случае можно
воспользоваться кривыми рнс. 9.21, а, б.
По найденному потоку определяют максимальное значение индукции
в воздушном зазоре машины, Тл'
(9.63)
где ag расчетный коэффициент полюсного перекрытия, равный отно-
шению расчетной длины полюсной дуги feg к полюсному делению т.
Этот коэффициент определяют по рнс. 9.21 в зависимости от а и 6/т;
т, полюсное деление и расчетная длина, м.
Расчетную длину магнитопровода (уточненное значение) определяют
по формуле
'8 =(>-Ь>К *28'. (9.64)
где
<=78; 7 =(\/6)г/(5*
+ М«).
Магнитодвужушую силу обмотки
возбу»дення определяют как сум-
му магнитных напряжений отдель-
Hbix участков магнитной цепи ма-
шины.
Ь»с. 9 21
вихренных
% =/(а) я кв
машин.
= /(0) ДЛЯ
ss 1^5 При ^т/6 — 1; б - при =
45
1. Магнитное напряжение воздушного зазора, А,
Ffi=— ВЛ’ <96*)
До
где В& — в Тл; б - вм и д0 = 1,256 • 10-6 Ги/м.
Коэффициент воздушного зазора к& учитывает зубчатое строение
статора и ротора- Из-за наличия зубцов и пазов происходит перерас-
пределение потока в зазоре, в результате чего индукция, а следователь-
но, и магнитное напряжение зазора над коронками зубцов возрастают.
Этот коэффициент равен произведению коэффициентов воздушного
зазора для статора к^ и ротора к&2-
kb"k^kS2 <966>
Коэффициент к^г и fcg2 определяют по эмпирическим формулам
t7 *105’
= ----^-1-------—
8* 'z,-*..*10*
(9.67) |
= »za-106’ I
62 ‘гг-ьг*10Ь‘ ’
где tZi и tZ2 — зубцовые шаги статора и ротора; б>п1 и bg — ширина
паза статора и прорези паза ротора; при полузакрытых пазах на стато-
ре Ьп1 — ширина прорези паза.
2. Магнитное напряжение зубцов статора. А,
'z.'V-r <968>
Для упрощения расчета магнитного напряжения зубцов, имеющих
трапециевидную форму, напряженность магнитного поля HZ1 находят
по значению индукции BZl для одного сечения, расположенного от
коронки на 1/3 высоты паза йд|-.
Bz, = . (9.69)
1/3^СТ1*С
Ширина зубца на высоте 1 /3 Лп j от его коронки
=^11/ - * (9701
Z1 */з Z1 */з И1
46
где
я(О + 2*в1/3)
'z,1'3 Z,
Высоту паза Лщ и другие линейные размеры в формулы (9.68)
и (9-70) подставляют в метрах, В& — в теслах'и HZi — в амперах на
метр.
Для машин небольшой мощности, имеющих полузакрытые пазы,
зубец по большей части своей высоты имеет прямоугольную форму,
и в этом случае Bzl и HZI определяют для сечения, расположенного
на ij2 высоты Лщ.
При нахождении HZi, соответствующего полученному значению
индукции, используют кривые намагничивания стали, из которой вы-
полнена магнитная система статора. У выпускаемых в настоящее вре-
мя синхронных машин магнитопроводы статора выполняют из горя-
чекатаных сталей марок 1211 для машин мощностью до 100 кВт и
1511,1512,1413 для более мощных машин.
При разработке новых машин возможно также применение изотроп-
ных холоднокатаных сталей, имеющих лучшие магнитные характери-
стики по сравнению с горячекатаными. Для машин относительно не-
большой мощности целесообразно применение сталей марки 2013 или
2312, а для более мощных машин - марки 2411.
При значениях BZl < 1,8 Тл для горячекатаной стали и Bz < 1,9 Тл
для холоднокатаной стали JHZ х для выбранной марки стали определя-
ют по основным кривым намагничивания (см. приложение 1). При
больших значениях индукции необходимо учитывать, что из-за насыще-
ния зубцов часть потока будет ответвляться в пазы и вентиляционные
каналы. Напряженность Hz х в этом случае для выбранной марки стали
определяют по индукции с помощью кривых (см. приложение 2),
построенных для различных отношений площади воздушных частей
к площади зубцов в данном сечении:
к , = ________Li_________1
”’/» Ь , I ,к
Z1 1;3'ст1*с
3. Магнитное напряжение для спинки статора. А,
ГДе - длина магнитной линии в спинке статора, м:
i.
w(Da — ha )
(9.71)
(9.72)
(9.73)
42
Рис. 9.22. Зависимость коэффициента $ от индукции в ярме
Рис. 9.23. К расчету потоков рассеяния полюсов
g — коэффициент, выбираемый по рис. 9.22 и учитывающий неравномер-
ное распределение индукции по поперечному сечению спинки статора;
На — напряженность магнитного поля в спинке статора, А/м.
Напряженность На определяют в соответствии с индукцией Ва по
той же кривой намагничивания, что и для зубцов статора:
Ф
Ва = -------------.
2/CTi ha кс
4. Магнитное напряжение зубцов ротора, А,
FZ2 = ^Z2hZ2'
Высота зубца ротора, м (рис. 9.20),
kZ2 =h,+ d.'
(9 74)
(9 75)
(9 76)
Напряженность магнитного поля зубцов определяют из кривой на-
магничивания стали ротора по индукции в зубце BZ2. Для роторов
крупных синхронных машин для полюсов применяют сталь СтЗ. У ма-
шины небольшой мощности полюсы изготовляют из стали 1211. Соот-
ветствующие кривые намагничивания даны в приложении 1. Индукцию
Z?z2, и соответствующую ей напряженность магнитного поля
определяют для одного сечения зубца ротора, расположенного от корон-
ки зубца на расстоянии l/3hZ2'
в = , (9 77)
6Z2>/3'p*4>
48
где ширина зубца, м.
D-2&- 2/ЗЛ„_
= ------------tz, -0.94d .
Z2 /3 D — 28 Z2 S
(9.78)
При BZ2 > 1,8 Тл необходимо учитывать потоки, вытесняемые в
паз, так же как это было показано для зубцов статора.
5. Магнитное напряжение полюса, А,
fт hfnp ♦
(9.79)
где hmp -hm+ hp — расчетная длина силовой линии в полюсе, м; Нт —
напряженность поля у основания полюса, А/м.
Напряженность поля Нт определяют из кривой намагничивания по
индукции в основании полюса Вт.
При определении индукции Вт следует, исходя из найденных разме-
ров полюса (см. рис. 9.19), произвести уточнение потока рассеяния
Фа- Поток рассеяния Фо можно подразделить на три составляющие
(рис. 9.23):
1) поток рассеяния между внутренними поверхностями сердечников
полюсов (линия 7);
2) поток рассеяния между внутренними поверхностями полюсных
наконечников (линия 2);
3) поток рассеяния между торцевыми поверхностями полюсов (ли-
ния 3). В соответствии с этим Фа, Вб, можно найти по следующему вы-
ражению:
фс = ^тО''т (Ff, + FZI +Fa + FZJ, (9.80)
где lm — расчетная длина сердечника полюса, м; Х^ = Хт/ + Х^ +
+ Xmft — удельная магнитная проводимость для потока рассеяния на
одну сторону полюса.
Удельная проводимость рассеяния между внутренними поверхно-
стями сердечников полюсов
. O,SShffi
КпГ -------------------------------— 10“ (9-81)
~~(*m + 2V2fi)
Удельная проводимость рассеяния между внутренними поверхностя-
Ми п°люсных наконечников
49
- 0,4
Ю“6.
(9.82)
P
Удельная проводимость рассеяния между торцевыми поверхностями
b
КпЬ= °’37 Ю"6.
(9.83)
Здесь принято с = (Ьр - Ьт)/2; ар =т - Ър - vdt]p-t df =hp + 6 -
- bp/4D, при djap < 0,025 первым членом в (7-82) пренебрегают,.
Индукция, Тл,
В.
ф*фо
'n,bm ^ср
(9.84)
Если индукция Вт в основании полюса превышает 1,6 Тл, то еле-1
дует проводить уточненный расчет, учитывающий изменение потока пи
высоте полюса. Для этого определяют потоки в трех сечениях полюса:
у его основания Фт = Ф + Фа, у полюсного наконечника Ф^ = Ф +
+ Фа —— и в среднем сечении Ф„1ср ~ (Фт ♦ ФД) /2. Деля эти потоки
//»ср m ,
на площадь поперечного сечения полюса, определяют индукции, а затем
и магнитные напряженности Н^Н^, Ятср.
Расчетное значение напряженности полюса определяют по прибли-
женной формуле
HmD = —(#+#' + ) (9 85)
тр g т т тер-' ' '
6- Магнитное напряжение стыка между полюсом и ярмом ротора
определяют по индукции в основании полюса Вт, А:
Fbrni = 2S0Bn,’ <9 86)
7. Магнитное напряжение в остове или ободе ротора. А,
(9.87)
Я(С - 2« - 2hmp - А/)
где L. =---------------------- — длина магнитной линии в осто*
' 4₽
ве, м; — напряженность магнитного поля, А/м, определяемая по кри-
вой намагничивания, исходя из индукции В .
50
Индукция в остове или ободе магнитного колеса, Тл, с некоторым
приближением может быть определена так:
При нешихтованном ободе кср = 1.
Обычно в средних и крупных машинах магнитное напряжение
относительно мало и при расчете магнитной цепи не учитывается.
Просуммировав магнитные напряжения всех участков магнитной
цепи, определяют МДС обмотки возбуждения на один полюс при холо-
стом ходе:
F{0 = FS + FZ. + F, + FZi + Fт + + F/ (5-8’)
Проделав подобный расчет для ряда значений ЭДС, получают харак-
теристику холостого хода Е =f (FfJ Для расчетов можно задаваться
следующими значениями ЭДС: 0,5; 1,1; 1,2 и ЕЗЦюм.ф* Полученные
результаты сводят в таблицу (см. пример расчета). Характеристику
холостого хода целесообразно выразить в относительных единицах и срав-
нить ее с нормальной характеристикой. При переводе в относительные
единицы значение ЭДС в вольтах делят на номинальное фазное напря-
жение. Для МДС обмотки возбуждения за базовое значение принимают
МДС. соответствующую номинальному фазному напряжению £/Иом.ф»
и к ней относят остальные значения МДС.
За нормальную характеристику холостого хода для явнополюсных
синхронных машин принимают характеристику со следующими данны-
ми (в относительных единицах):
...... 0,58 1 1,21 1,33 1,44 1,46 1,51
... 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5
Расчетная и нормальная характеристики должны быть близки друг
к другу, но их полное совпадение не является обязательным.
9.12. ОПРЕДЕЛЕНИЕ МДС РЕАКЦИИ ЯКОРЯ
Для определения МДС обмотки возбуждения, необходимой для
создания нужного потока при нагрузке, нужно учитывать влияние ре-
акции якоря. Амплитуда первой гармоники МДС реакции якоря при
токе г
Ф
Fa = 0,45m W1*°61 I ф. (9.90)
51
Для количественного учета влияния реакции якоря на магнитное!
поле машины обычно МДС Fa разлагают на две составляющие: прея
дольную Fd = Fa sin ф, максимум которой совпадает с осью полюс в,
и поперечную F^ = Fa cos максимум которой совпадает с осью, пр -
ходящей через середину межполюсного пространства. Угол является-
углом между током и ЭДС Ео. Магнитодвижущие силы якоря и
обмотки возбуждения имеют различное пространственное распред©
ление, и поэтому одинаковые их значения создают различные потоки
Для удобства совместного рассмотрения одну из МДС необходима
привести к другой. Так как обычно при расчетах используется харак
теристика холостого хода, то целесообразно синусоидальные МДС яко-
ря привести к прямоугольной МДС обмотки возбуждения. Для этого
Fd и Fy заменяются эквивалентными МДС обмотки возбуждения
и Faq. Эквивалентные МДС Fad и Fa(] определяются исходя нз того,
чтобы потоки первой гармоники, создаваемые ими, были соответст-
венно равны потокам первой гармоники от МДС Fd иЯ^. При пере-
ходе от Fd и Fq к Fad и Faq вводят коэффициенты kad и kaq:
ad kadFd’> 1
= koqFq J
(9.91)
Коэффициенты kad н ka(J зависят от отношений Ьр/т = о и 8/т- Они
могут быть найдены из рнс. 9.24.
В ненасыщенной машине можно принимать, что продольное и попе-
речное поля существуют независимо и не оказывают взаимного влия-
ние. 9 24. Кривые для определения коэффициентов kad я кДд
а при 6т/6 = 1-, б- при Йиг/Й=1,5; в-при 6^/6 =2
52
Рис 9-25- Зависимость коэффициентов
Kd, К, и* от
ния друг на друга. При наличии на-
сыщения такое допущение может
внести в расчет погрешности. Однако
учет взаимного влияния продольно-
го и поперечного потоков в насы-
щенной машине связан с большими
трудностями и может быть сделан
приближенно.
На основе анализа магнитных по-
лей в синхронных машинах при на-
грузке и насыщении были опре-
делены коэффициенты Kd и
(рис. 9.25), на которые нужно умножить МДС и чтобы полу-
чить соответствующие их значения F°d = KdFad и Fa’q ~ Kq^aq при
учете насыщения. Эти коэффициенты получены в функции F^Za/F^t
т. е. отношения суммы магнитных напряжений воздушного зазора,
зубцов и спинки статора к магнитному напряжению воздушного за-
зора. Коэффициенты i<d и к получены для машин с равномерным
воздушным зазором, a xd и — для машин, у которых зазор изме-
няется согласно уравнению
5
6 = ---------— , (9.92)
СО8(х7г/т)
гдех — расстояние от оси полюса до рассматриваемой точки.
Коэффициенты Kd и можно с некоторым приближением приме-
нить и для машин, у которых 6м/6 = 1,5.
Как известно, поперечная реакция якоря вызывает ослабление поля
под одним краем полюса и усиление его под другим. В ненасыщенной
машине результирующий поток полюса при этом не изменяется Прн
насыщении магнитной цепи увеличение потока под одним из краев
полюса происходит в меньшей мере, чем ослабление под другим, и
результирующий поток (его первая гармоника) уменьшается Для ком-
пенсации размагничивающего действия поперечной реакции якоря не-
обходимо увеличивать МДС обмотки возбуждения на F d.
53
При равномерном воздушном зазоре F . можно определить по
формуле
- Ьп _ b
Fqd=k^-Facmt = k^~Fq.
(9.93)
а при зазоре, изменяющемся по (9.92), — по формуле
Fed=?“TF« (994)
о
На рис. 9.25 даны зависимости к и к от отношения
Количественный учет реакции якоря при определении МДС обмот-
ки возбуждения производится с помощью векторных диаграмм (см.
§9.14).
9.13. ПАРАМЕТРЫ ОБМОТКИ СТАТОРА
ДЛЯ УСТАНОВИВШЕГОСЯ РЕЖИМА РАБОТЫ
При построении векторных диаграмм, а в дальнейшем и при расчете
характеристик синхронных машин необходимо знать параметры обмот-
ки статора.
Активное сопротивление обмотки статора, Ом,
г,- (9 95)
где р& — удельное сопротивление проводника обмотки; <7ЭЛЛЭЛ — сече-
ние эффект того проводника, м2; /ср i = 2(/> + /л) - средняя длина
витка обмотки статора.
Длину лобовой части 1Л определяют при жестких секциях по (8.139),
а для всыпных обмоток — по (8.136).
Активное сопротивление фазы в относительных единицах
Цюм.ф
Индуктивное сопротивление рассеяния фазы статора xQ обусловлено
полями рассеяния пазовой и лобовой частей обмотки, а также высшими
гармониками поля в воздушном зазоре (дифференциальное рассеяние)
и определяется по следующей формуле:
<997)
54
где Хи К’ \ " коэффициенты удельной (на единицу длины) прово-
димости пазового, лобового и / «фференциального рассеяния.
Коэффициент удельной проводимости паза Х^ к состоит из двух со-
ставляющих: пропорциональной проводимости между стенками паза
и проводимости но коронкам зубцов Х^с
<998>
где Хп в зависимости от конфигурации паза определяют по табл. 8.24;
где tz j — зубцовое деление статора; Ьт — ширина шлица паза (при от-
крытых пазах Ьш = fenJ); с - коэффициент полюсного перекрытия
(из § 9.9); кд — по (8.156); X* — по рис. 9.26 в зависимости от отиоше-
ния&ш/(б'А:6).
При больших отношениях Ьш/(Б* к^) проводимость Х^ становится
отрицательной, что приводит к уменьшению Хп к- Это уменьшение свя-
зано с искривлением силовых линий поля рассеяния вблизи воздушного
зазора по сравнению с прямолинейным законом их распределения, как
это было принято при выводе формулы для Хп.
Коэффициент проводимости лобового рассеяния определяют по
(8.159).
Коэффициент проводимости дифференциального рассеяния прибли-
женно определяют по формуле
Хд = 0,03
га8
(9.100)
Индуктивное сопротивление рассеяния
в относительных единицах
^ном.ф
еО~гт
^иом.ф
Рис. 9.26 Зависимость X* от отношения к &
(9101,
Ненасыщенное значение индуктивного сопротивления продольной
реакции якоря в относительных единицах
xad* ~
(9.102)
где ^сиом - МДС статора при номинальном токе по (9-90); Fg0 —
магнитное напряжение воздушного зазора при Е = С^ом.ф; ka(J — по
рис. 9.24; — коэффициент, учитывающий влияние маг-
нитных напряжений стали и зазора между полюсом и ярмом для нена-
сыщенной машины; ои может быть найден из расчета магнитной цепи
для точки, соответствующей £'=0,5С41ОМ.ф.
Ненасыщенное значение индуктивного сопротивления поперечной
реакции якоря в относительных единицах
_ ^aq ^аном
С4?* *доГ6о 2
(9.103)
Коэффициент ка(1 определяют по рис*. 9.23; к§ — коэффициент воз-
душного зазора — по (9.66).
Синхронное индуктивное сопротивление по продольной оси
Xd* xad* ХО*'
Синхронное индуктивное сопротивление по поперечной оси
xq * Xaq* ХО*‘
(9.104)
(9.105)
9.14. ОПРЕДЕЛЕНИЕ МДС ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
ПРИ НАГРУЗКЕ. ВЕКТОРНЫЕ ДИАГРАММЫ
Для определения МДС обмотки возбуждения при нагрузке исполь-
зуют векторные диаграммы (рис. 9.27).
При построении векторных диаграмм целесообразно использовать
относительные значения параметров, тока, напряжения, ЭДС и МДС.
Для более точного определения потока рассеяния полюсов при на-
грузке необходимо иметь частичные характеристики намагничивания:
*a. = AF8z«.). =
Здесь принято Фф = Ф/Ф6, Фо< = Ф0/Фв. *т. = Ф„/Фв; Фв - ба-
эовое значение потока, равное потоку при номинальном фазном напря-
жении;
36
F^ — базовое значение МДС, равное МДС обмотки возбуждения при
холостом ходе и номинальном фазном напряжении. На рис. 9.28 все
характеристики имеют одинаковые масштабы по соответствующим
осям координат.
Для оценки насыщения машины удобно построить зависимость Е* =
*= f(FQZal(рис. 9.29). Указанные графики строятся по данным
расчета магнитной цепи машины.
Диаграмма при заданных номинальных значениях тока (7Иом.ф* ~
= 1), напряжения (££,<> м.ф* ~ О и Угла между ними строится следую-
щим образом.
1. В выбранном масштабе для тока и напряжения откладывают век-
тор номинального фазного тока и под углом <р к нему - вектор фаз-
ного напряжения.
2. К вектору напряжения пристраивают векторы падения напряжения
для генератора и для двигателя, в резупь-
57
магничнвания
Рис. 9.28. Частичные характеристики и».
Рис. 9-29- Зависимость Е от отношениж
FbzJFi
тате чего находят ЭДС Ega, которая индуктируется в обмотке якоря
при нагрузке. При Za = 1 векторы падения напряжения численно равны
г >* и xQ*. В крупных машинах падение напряжения в активном сопро-
тивлении г1а относительно мало и им можно пренебречь.
3. По Eg* из зависимости Еа ~f\FszalFb) определяют отношение
F$Za !&Ь* по КОТОР°МУ и3 рис. 9-25 находят коэффициенты и к.
4. Определяют значение результирующей ЭДС по продольной оси
Erd и угол ф. Для этой цели находят МДС (в относительных единицах):
Foq* KqkaqFa
--- = —_--------- = к Е F
со. ф Р[л “ «*
где
0,45wiwjfco(5 i^hom .ф
Отложив Faq„ по оси абсцисс характеристики Еа ~f{F^Za^’ на осй
ординат получают ЭДС, равную EaqJcos4> (см. рис. 9.28). Добавляя
эту ЭДС к вектору ]1*хо (или —;7аха*), получают точку Д (см
рис. 9.27), через которую пройдет линия, совпадающая с направлением
ЭДС brd* (или -£rd»)’ Угол между токоми этой линией является
углом Ф-
5. Опустив перпендикуляр из конца вектора jlxo (или 41^^ на ли-
нию ОД, находят ЭДС наводимую в обмотке якоря результирую-
щим потоком по продольной оси Era* =&rd*- Из характеристики Е9-
- у(£gZow) по определяют МДС Fr^0 (см. рис. 9.28).
6. Определяют МДС продольной реакции якоря:
Fa"d, = Fid. + Fqd. = «dkadF<,.^ * + Ф-
7. По сумме F,d. + F°d, по характеристике 4>о, =/<F^Zc,) опре-
деляют поток рассеяния полюса Фа<.
8. По потоку полюса фОТ0 = Фл</# + ФОл из характеристики Фт* =
= определяют сумму магнитных напряжений ротора Fmj*.
9. Находят МДС обмотки возбуждения при нагрузке в относитель-
ных единицах
FfmM = Frd. + Fad, + Fmj.
и в физических единицах (амперах)
^*/ном
Из характеристики холостого хода Е„- по ^ном* опре-
деляют ЭДС £он«> наводимую в обмотке статора при холостом ходе»
а затем находят изменение напряжения на выводах машины (для ге-
нератора) :
=£он*-Ь
9.15. РАСЧЕТ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
Обмотка возбуждения синхронных машин подключается к источни-
ку постоянного тока. До недавнего времени для питания обмоток воз-
буждения применялись специальные генераторы постоянного тока —
возбудители.
В настоящее время для возбуждения синхронных машин все чаше
стали применять статические устройства. Новые серии синхронных
машин общего назначения 13—21-го габаритов (СД2, СГ2, СДН2 и т.д.)
оснащены комплектными тиристорными возбудительными устройства-
ми (ТВУ). Особенностью ТВУ является бесконтактное и быстродей-
ствующее управление током возбуждения во всех эксплуатационных
Режимах и наличие автоматического регулирования возбуждения. Это
59
Рис. 9.30. Структурная схема тиристор
ного возбудителя синхронного двигал
ля (питание от сети 380 В):
СГ - схема гашения ноля; СФ ~
схема форсировки возбуждения; АРВ-
автоматический регулятор возбужу
ния; СП - схема пуска; СЗП — схем
зашиты пускового сопротивления,
ФИУ — фазоимпульсное устройство; П
УУ - устройство управления; БП -
блок питания; СЗК схема защиты
от коротких замыканий; СОТР - схема
ограничения тока ротора; ДТР - дат-
чик тока ротора; СУ — схема установок 1
угла регулирования; К — герконное
реле
повышает надежность и улучшает использование машин. Кроме того,
КПД тиристорных возбудительных устройств выше, чем генераторов
постоянного тока.
На рис. 9-30 дана структурная схема одного из применяемых в на-
стоящее время ТВ У. В ТВУ питание обмотки возбуждения происходит
через тиристорный преобразователь или от сети переменного тока с
напряжением 380 В через согласующий трансформатор ТСЗВ, или от
дополнительной трехфазной обмотки, расположенной на статоре. Пре-
образователи осуществляют выпрямление переменного тока в посто-
янный и имеют трехфаэную схему со средним выводом при выпрям- I
ленном напряжении до 100 В или трехфазную мостовую при напряже- I
нии выше 100 В. Параллельно обмотке возбуждения синхронного дни- I
гателя через тиристорный ключ подключен пусковой резистор.
Управление тиристорным преобразователем осуществляется фазо< I
импульсным устройством (ФИУ). |
Функции управления и регулирования в ТВУ осуществляет элект- I
ронная система управления, в комплект которой входит ряд блоков, I
показанных на рисунке.
В табл. 9.10 даны номинальные данные тиристорных возбудительI
ных устройств серии ТВУ для синхронных диигателей.
Кроме того, для синхронных машин 13-го и 14-го габаритов разра- I
ботаны ТВУ с питанием от дополнительной обмотки статора. Выпрям* I
ленное напряжение этих устройств 25—36 В при токе 140-170 А.
Иногда для возбуждения синхронных машин применяют бескоитакт- I
ные системы. В этом случае к обмотке возбуждения непосредственно I
(без контактных колец) подводят выпрямленное напряжение от ма- I
шины переменного тока небольшой мощности (синхронной илН I
асинхронной), якорь которой располагается на одном валу с синхрон-# I
60
Таблица 9.10
Тип Номинальные данные ТВУ Пусковое со- противление /?п. Ом
ДА ЦВ Р, кВт Umax •в
ТВУ-46-320 320 46 14,7 80 0,385
Т0У-65-32О 320 65 20,8 115 0,51
ТВУ-80-320 320 во 25,6 140 0,64
ТВУ-105-320 320 105 33,6 185 0,8
ТВУ-137-320 320 137 43,8 240 1.02
ТВУ-166-320 320 166 52 290 1.44
ТВУ-195-320 320 195 62 340 1,44
ТВУ-217-320 320 247 79 435 1.6
ной машиной. Выпрямители закрепляют на роторе, и они вращаются
вместе с ним.
При проектировании обмоток возбуждения для улучшения тепло-
отдачи и заполнения катушки медью стремятся увеличить сечение про-
водников обмотки и уменьшить число ее витков при соответствующем
увеличении тока возбуждения.
В связи с этим напряжение для питания обмотки возбуждения выби-
рается низким и в некоторых случаях нестандартным. В качестве пред-
варительных значений можно наметить следующую шкалу напряжений:
25, 35, 45, 65, 80, 100, 115, 160, 200, 230 В, которая, однако, не явля-
ется строго обязательной, и в зависимости от конкретной схемы воз-
буждения напряжения могут иметь иные значения. Меньшие значения
напряжения выбирают для машин небольшой мощности. Учитывая пе-
реходное падение напряжения ДС/Щ в контакте между щеткой и коль-
цом, напряжение на обмотке возбуждения £4 следует принимать на
1-2 В меньшим, чем напряжение ТВУ.
Обмотки возбуждения выполняют однорядными (рнс. 9.31) и мно-
горяднымн (рис. 9.32). Многорядные катушки в сечении имеют ско-
Цкнную форму.
Для синхронных машин мощностью от сотен киловатт и выше, как
правило, применяют однорядные обмотки, которые выполняют из по-
лосовой неизолированной меди сечением больше 30 мм2, намотанной
113 Ребро. Однорядные обмотки более надежны и вследствие лучшего
°Хла*Дения допускают большие плотности тока, чем многорядные,
огорядные обмотки применяют для машин небольшой мощности.
Изоляция катушек однорядных обмоток возбуждения для машин
g ЦШостью свыше 100 кВт дана в табл. 9.11 в соответствии с рис. 9.33.
TQTa6jI' и на Рис- представлена изоляция многорядных обмо-
*5 Для машин мощностью менее 100 кВт
Ри расчете обмотки возбуждения ее МДС для запаса увеличивается
20% по сравнению со значением, полученным из векторной дя-
61
Рис. 9.31. Однорядные обмотки возбуждения синхронных машин
Рис. 9.32. Многорядные обмот-
ки возбуждения
Таблиц! 9.11. Изоляция катушек ротора явнополюсных
синхронных машин мощностью свыше 100 кВт
Позиция Материал Число Общая
на —--------------------------------слоев толщи-
рис. 9-33 Толщи- на, мм
F ’ Наименование
на, мм
Примечание
1 Медь полосовая
2 Бумага асбестовая
электроизоляцион-
ная
3 Миканит формовоч-
ный (или микафо-
лий, или стекломи-
кафолий)
4, 6 Миканит прокладоч-
ный
5 Стеклотекстолит
7
0,2 2 0,4
0,5 3 1,5
(0,2) (1,6)
0,5 1 0,5
5 1 5
8 1 8
Для классов нагреве-
стойкости А, Е, В
применяется лакиров-
ка глифталебакелиГО-
вым лаком, для клас-
сов F и Н лаком
на кремнмйорганиче-
ской основе
Для обмоток в тропи-
ческом и химичгски
стойком исполнения* |
применять только CT#
ломикафолий или Ф°?
мовочный миканит
Промежутки межДУ
шайбами и сердечни-
ком заполняются
электроизоляцион-
ной замазкой
Для класса нагрево-
стойкости А иормал*
иого исполнения
вмеото стеклотеКс1®‘
лита применяется
гетинакс
62
аграммы для номинального режима:
ЛЛом = (Ы-1,2)£Лном. (9.106)
Сечение проводника обмотки возбуждения qf, м2, предварительно
определяют по формуле '
',1?2',F/hom '/ср
’/ = --------7,-------• (9.107)
V
I ЗДе р& — удельное сопротивление меди при рабочей температуре обмот-
ки. Ом • м; для однослойной обмотки из неизолированной меди и изо-
ляции класса иагревостойкости В р, 30 = 1/39 • 10® Ом - м, для много-
слойных обмоток при изоляции класса иагревостойкости В р12о -
' 1/40 • 106 Ом м; — напряжение на обмотке возбуждения, В;
I Vcp ~ средняя длина витка обмотки возбуждения, м.
Предварительно средняя длина витка, м, может быть принята равной:
Для многорядных обмоток
'/ер = 2(/т + ьт + 46.) +**«.„ (9.108)
Для однорядных:
1 с лобовой частью в виде полуокружности (рис. 9.35)
'/ср = 2(/т - 25” ) + тт(Ьт + 25i + bf); (9.109)
63
64
Рис. 9 35. К определению средней длины витка ойжфядеых обмоток с лобовой
частью в виде полуокружности
Рис 9.36. Лобовая часть с двумя закруглениями
б) с лобовой частью в виде прямолинейного участка с двумя закруг-
лениями (рис. 9.36); применяют при Ьт > 20 см:
Z/cP = 2<Zm + -2r) + я(2г + 25, + 6,).
(9.110)
В (9.108)-(9.110) — лтнгчггорсымя* толщина изоляции полюса:
6: * (1,5 + 2,0) • 10"3, м; 61 можно также выбрать по табл. 9.11 н
9.12; 6” - расстояние от центра закругления с радиусом г до края
штампованной части полюса:
6от’м 6*,м ьт,м 6*,м
До 0,06 0,01 0,12-0,15 0,02
0.06-0,1 0,0125 0,15-0,2 0,03
0.1-0,12 0.015
г " радиус закругления, м: г *bf\ Ькл - толщина катушки обмотки
Суждения, м; Ъ? - ширина проводника обмотки, м.
Предварительно, пока не известны размеры катушки обмотки и раз-
Ры проводника, можно принять:
Для многорядных обмоток 6К т « 2,5 • 10" 2 м при D <0,3 м и Ьк - *
п10 м при D> 0,3 м;
Для однорядных обмоток бу «г (0,05 + 0,1) т.
И’Копыл°8 и Др. (хк.2) 65
Напряжение Uj может быть задано или его следует выбрать. При вы,
боре напряжения, подводимого к обмотке возбуждения, необходим
учитывать некоторые особенности, связанные с выполнением и охлаз
дением обмотки. Для машин мощностью до 100 кВт, в которых прим
няют многорядиые обмотки, напряжение возбуждения следует выбра
таким, чтобы получить сечение прямоугольных проводников возмо:
но большим, но не выше 30—40 мм2. Для малых машин при сечет
проводника меньше 2,5 мм2 применяют круглые провода. <
В крупных машинах (при Ркогл > 100 кВт), для которых следует,
применять однорядные обмотки, сечение прямоугольных проводников,
должно быть больше 30-40 мм2, но не выше 300 мм2. По конструкт
тивным и технологическим требованиям отношение сторон проводни-
ка должно быть не больше 10—15. Намотку обмотки ведут на ребро.
Допустимая плотность тока в проводниках обмотки зависит от класса
иагревостойкости изоляции и условий охлаждения. В современных
синхронных машинах изоляция обмоток возбуждения имеет класс
иагревостойкости В или F.
Однорядные обмотки выполняют из неизолированной прямоуголь-
ной меди. Изоляция витков состоит из двух слоев асбестовой бумаги
общей толщиной после опрессовки 0,3 мм, приклеенной лаком к широ-
кой стореже проводника.
Для многорядных обмоток применяют изолированные проводники!
с изоляцией класса иагревостойкости В или F, например марки ПСД.
Предварительно значения плотности тока, А/м2, в проводниках об-
мотки возбуждения можно выбрать в следующих пределах:
Для однорядных обмоток крупных машин..... (3,5 - 5,3) 10е
Для многорядных обмоток........ ... . (3,2 - 3,8) • 10®
Меньшие значения плотности тока выбирают для машин, имеющих
большую дляну.
Ток возбуждения
Определив ток возбуждения, найдем число витков в катушке по-
люса обмотки возбуждения:
/ /ном' /ном
(9.112)
В некоторых случаях, когда задается ток возбуждения //-ном» вит-
ки обмотки могут быть определены по (9.112), исходя из МДС F^HOM
Поперечное сечение проводников обмотки по выбранной плотности!
тока определяют как
If '/bwI1/'
(9.113)
66
Для многорядных обмоток по найденному сечению проводника
(по табл. ПЗ.З) определяют его размеры х bj. Отношение сторон
проводников должно находиться в пределах 1,5—2.
Проведя раскладку проводников по слоям, сделаем масштабный
эскиз, по которому определим размеры катушки. Намотку можно
производить как на широкую, так и на узкую стороны проводника.
размеры проводников при этом принимают с учетом изоляции для
выбранной марки провода (по табл. П3.4).
Для размещения катушек на полюсах, а также для прохождения
охлаждающего воздуха между катушками соседних полюсов в нижней
их части должно быть предусмотрено расстояние не менее 0,7—1,0 см
(расстояние х на рис. 9.32).
Для однорядных обмоток меньший размер прямоугольного про-
водника определяют, исходя из найденного числа витков и выбранной
ранее высоты полюсного сердечника hm:
где 5П — изоляция между витками: 5П «0,3 10-3 м; 5К.П — суммар-
ная толщина изоляции обмотки от полюсного наконечника и ярма ро-
тора: для машин Рногл < 100 кВт 5КЛ1 = (7 10) 10"3 м; для машин
*ном > 100 кВт 5КЛ = (10 -г 15) • 10~3 м (большие значения принима-
ют для крупных машин).
По сечению qf определяют возможные размеры широкой части про-
вода, м:
bf=qf!af. (9.115)
Далее по табл. 3.6 выбирают близкие к найденным размеры стандарт-
ной прямоугольной меди х bj и затем проверяют размещение
обмотки на полюсе. Если обмотка не размещается на полюсе, то сле-
дует или несколько изменить размеры проводника, или изменить высо-
ту полюса. После того как определились размеры проводника обмотки
возбуждения, необходимо проверить расстояние между катушками
соседних полюсов (расстояние х на рнс. 9.31 и 9.32):
Я(О -26- 26 - 26т)
* » ---------------—---------Ът - 261 - 26,. (9.116)
2р '
Это расстояние должно быть не менее 7 мм.
Для проверки нагрева обмотки возбуждения уточняют плотность
тока
7иом^/
(9.117)
67
и определяют превышение температуры. °C, по нижеприведенным фор.
мулам.
Для многорядных обмоток
(28 + г)
L = --------;---------.-- X
’ 76 10,77у.(1,6+ <7р)
j + - 0.5) (1.6 > УТр) 10*
2,8+——
т
(9.118)
где бд/ — двусторонняя изоляция проводников, м; m — число слоев в
наиболее широкой части катушки; — периметр боковой части ка-
тушки, м (abc на рис. 9.32); Гр — окружная скорость вращения ро-
тора, м/с.
Для однорядных катушек
3 • 10'
= ----------
(9.119)
Согласно ГОСТ 183-74 допустимое превышение температуры для
многорядных обмоток равно 80 °C при изоляции класса нагревостой-
кости В и 100 °C при изоляции класса нагревостойкости F. Для одно-
рядных обмоток с оголенными поверхностями допустимые превыше-
ния температуры соответственно равны 90 и 110 ° С-
При расчете машйны допустимое превышение температуры следует
принимать на 10-15 °C меньше по сравнению с рекомендованной ГОСТ.
Если превышение температуры получится больше или, наоборот,
много меньше допустимого, то необходимо произвести пересчет обмот-
ки возбуждения, что может потребоваться и в том случае, если расстоя-
ние х будет мало.
При пересчете можно попытаться изменить значения некоторых из
рекомендуемых ниже величин: плотности тока в обмотках, соотноше-
ния между сторонами прямоугольного проводника, высоты и в не-
больших пределах (3—6%) ширины полюсного сердечника, сечения про-
водника за счет изменения напряжения, подводимого к обмотке воз-
буждения, воздушного зазора.
После того как окончательно установлены размеры обмоткн воз-
буждения, уточняют размеры полюса, среднюю длину витка по (9.108)"
(9.110) и ток возбуждения /^ном-
68
Определяют сопротивление обмотки возбуждения:
(9.120)
Значения см. в табл. 5.1.
Напряжение на кольцах обмотки возбуждения при номинальной на*
^узке и температуре 130 °C (или 120 °C для многорядных обмоток)
<9121>
Коэффициент запаса возбуждения (находится в пределах 1,1—1,2)
*/ = ♦ Д£/И>- (9.122)
где Uf — номинальное напряжение ТВУ.
0.16. ПАРАМЕТРЫ И ПОСТОЯННЫЕ ВРЕМЕНИ
Параметрами машины называют активные и индуктивные сопротив-
ления обмоток. В § 9.13 определены некоторые параметры обмотки
статора. Здесь даются расчетные формулы для нахождения параметров
роторных обмоток и параметров обмотки якоря, которые необходимы
для расчетов переходных и несимметричных режимов работы машины.
Приведенные ниже формулы дают значения параметров в относительных
единицах. Параметры цепей ротора приведены к числу витков обмотки
якоря.
Индуктивное сопротивление обмотки возбуждения
(1 ♦ — (9.123)
где ~ Расчетная Длина сердечника полюса, м, по (9.52); Fgo и Фб —
магнитное напряжение воздушного зазора н поток при Е - Цюм.Ф»
ZX = ^/ + ^//b53+Xwb/2,65;
А₽/> Ъп1, \nb определяются по (9.81)-(9.83)
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки возбуждения
(9124)
Индуктивное сопротивление рассеяния демпферной (пусковой)
°®мотки по продольной оси
69
= 7.9 [±- (XS ♦ ЛД,) ♦ XSt)]; (9.12S1
по поперечной осн
FflHOM 1°"6 Г lo
xkq* ~ ф r^7“ I — + XA-0 + *Rq (9-126)
б 1 ь L7*0
Здесь Ip — длина полюсного наконечника, м; Fa ном - МДС ciaioj
при номинальном токе; Nc — число стержней на полюс; — коэфф
циент проводимости пазового рассеяния. При круглых полуоткрыть
пазах (см. рис. 9.20)
Ад.У — коэффициент проводимости дифференциального рассеяния}
Хц.у = t? 2 /(126* Arg); ^Rq ~ коэффициенты проводимости корот-
козамыкающих колец по продольной и поперечной осям: \Rd -
= 0,19tCj/Nc; Xr = 0,19rCq/Nc; коэффициенты приведения Cd и С
находят по рис. 9.37; кь — коэффициент распределения демфернои
(пусковой) обмотки:
_ sin Ncab
кь ~ ;
’о = ’"гг!т-
Значения кь можно найти также
по рнс. 938.
Рис. 9 37. Коэффициенты приведения
и Сц для расчета проводимости коротко*
замыкающих колец
70
Рис. 9 38. Коэффициенты распределения для успокоительной (пусковой) обмотки
Формулы (9.125) и (9.126) получены для наиболее часто применяе-
мого случая равномерного распределения стержней на полюсном нако-
нечнике н полной (продольно-поперечной) демпферной (пусковой)
обмотки.
Прн неполной обмотке (продольной) определяют по (9.125), а
(9.127)
Индуктивное сопротивление нулевой последовательности для двух-
слойных обмоток, Ом,
10“6 Г йп1 л *4 1
х0 = ----- а ---------- (3 - 0,555)—— + (3/3 - 2)----- +
Фб«1*у L ЬП1 *nlj
гДе =yl/3(]i — укорочение шага обмоткн статора; ку - коэффици-
Укорочения шага обмотки статора для первой гармоники — по
\~); hni _ ВЬ1Сота н ширина паза статора; Л4 — высота верх-
и части паза, не занятой обмоткой; qt - число пазов на полюс и фазу
Мотки статора
71
При отсутствии демпферной (пусковой) клетки перед вторым чле.
ном коэффициент 0,355 необходимо заменить на 0,71.
Переходное индуктивное сопротивление обмотки статора по пр0.
дольной оси
, ад* х f
х. = х + --------—;
xad* * xof
по поперечной
= *<*-
(9129)
(9130)
Сверхпереходное индуктивное сопротивление обмотки статора по
продольной оси
xd*
*а*
*kd. frtf. - .
*kd** *d. * *<7.
(9.131)
(9 132)
9*
по поперечной оси
ад* ад*
ад* ♦ Xkq.
Индуктивное сопротивление обмотки статора обратной последова-
тельности при работе машины на большое внешнее реактивное сопро-
тивление
ъ. • (*;. + )/2;
(9.133
при работе машины на малое внешнее сопротивление (короткое замы-
кание)
«2. = Л;, «л- <9134)
Активное сопротивление обмотки возбуждения
Г = 0,44Рд н°м 'fr (9.135)
f" l0‘^efwfqf
Активное сопротивление демпферной (пусковой) клетки при р**
номерном распределении стержней из однородного материала по я?
дольной оси
г - 2,16 ном 1 Г е _ СкзТСД 1 (9.136)
*"* 10’/ Ф6 1 - *в I qcNc qK 3NC J Г
72
по поперечной оси
2,16 Fa ном
r*q* 108/ Фб
сс? с
?с^с
^к.э^Сд
«к/А
(9.137)
1
1 +
7С - длина стержня, м, по (9.61); Cd и Cq - коэффициенты при-
ведения (по рис. 9.37); Сс и ск э - отношения удельных сопротивле-
ний материала стержня и кольца к удельному сопротивлению меди
(для меди этн коэффициенты равны 1, для латуни 4, для фосфори-
стой бронзы 6,5).
Прн применении стержней иэ разнородного материала приближен-
но сопротивление демпферной (пусковой) обмотки можно найти по
(9.136) и (9-137), заменив в них первый член в скобках выражением
(9.138)
где 7V’ - число стержней на полюс с относительным удельным сопротив-
лением с*; N” — число стержней на полюс с относительным удельным
сопротивлением с".
Постоянная времени представляет собой отношение индуктивности
данной обмотки к ее сопротивлению. От постоянной времени зависит
продолжительность протекания переходных процессов в синхронной
машине.
Постоянная времени, с, обмотки возбуждения при разомкнутых
обмотках статора и демпферной (пусковой)
Tdo = <9139)
где gj = 2тг/.
Постоянная времени, с, обмотки возбуждения при замкнутой об-
мотке статора, с,
xd»
Td = rd0 ------. (9.140)
Постоянные времени демпферной (пусковой) обмотки, с, при
°мкнутых обмотках статора и возбуждения:
п° продольной оси
kdQ ~ (xej. + (9-141)
п° поперечной оси
73
ткчо =Ч«.+
(9.142)
Постоянные времени демпферной (пусковой) обмотки по продол^,
ной оси, с, при замкнутой накоротко обмотке возбуждения и разомкну,
той обмотке статора
„ _ xkd*xof* + xad* xkd* + xcrf-
kdf ^'kd* ^Of* * xadJ
(9143)
Постоянная времени демпферной (пусковой) обмотки по продоль
ной оси, с, при замкнутых накоротко обмотке возбуждения и обмотке
статора
»
, _ „ xd.
Tkd ~ Tkdf • (9.144)
Постоянная времени демпферной (пусковой) обмотки по поперек
ной оси полюсов, с, при замкнутой накоротко обмотке статора
Ткч = Г*,о (9.145
<7*
Таблица 9.13 Параметры явнополюсных синхронных генераторов
и двигателей в относительных единицах
Схема х^ '1* xd.
С демпферной (пус- 0,1-0.2 ковой) обмоткой 0,008-0,02 1-2,4 0,6-1,6 I
Без демпферной 0,1 - 0,2 (пусковой) об- мотки 0,08-0,02 1-2,4 0,6 1,6
Схема х ' d* xd. <• х2* Xq»
С демпферной (пус- 0,2-0,6 ковой) обмоткой 0,15-0,3 0,15-0,4 0,15-0,35 О.ОЗ-С’ '
Без демпферной 0,2-0,6 (пусковой) об- мотки - - 0.3 0.8 0.0*-®'
74
Таблица 9.14. Постоянные времени явнополюсных
;мкхр< явям* генераторов и двигателей
< ’do- с Td-C ’’Ы-С Та.с
с демпферной (пус- 2-10 ковой) обмоткой 0,8-2,5 0,01-0,08 0,03-0,35
Без демпферной 2-10 (пусковой) об- 0,8-2,5 - 0,1-0,5
моткн
Постоянная времени обмотки статора, с, при короткозамкнутых
обмотках ротора
То =x2J(^rlJ (9.146)
Пределы изменения параметров и постоянных времени для синхрон-
ных машин общего назначения даны в табл. 9.13 и 9.14.
9.17. МАССА АКТИВНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Для оценки массогабаритных параметров спроектированной маши-
ны, для расчета потерь и т. п. возникает необходимость в определении
массы активных материалов. В дальнейшем, после разработки кон-
струкции, может быть определена масса конструкционных материа-
лов, а затем и масса всей машины.
При определении массы активных материалов необходимые для
расчета размеры берут (в метрах) из параграфов, указанных в скоб-
ках, или из соответствующих формул.
Масса зубцов статора, кг,
-"zi = 7800ZCT1*:cA„1bz 1/2Z,, (9.147)
где
Ь _ + лп1)
г 1/, = ------------ - fc
/2 2i П1
«?за " ”° ^П1 ~ по Ф“28); Ьп1 - по (9.27) или по эскизу
Маеса НрМа магнитопровода статора, кг,
= 7800/ст1 ксi(P„ - ha)ha . (9.148)
~ по (9.32).
7S
Масса меди обмотки статора, кг,
™м1 «8900^4,2^1/2, (9.149)
где <7эф - по (9.29); un - по (9.15) или (9.19); Zcpl - см. в § 9.1з
Масса меди обмотки возбуждения, кг (см. § 9.15),
= 890°9///ср2₽м’/- <9-150)
Масса меди стержней демпферной (пусковой) обмотки, кг {см
§ 9.10),
тм с =8900?с 2p/V/c. (9.151)
Масса меди короткозаМыкающих колец, кг (см. § 9.10),
тм.к.э = 890°9k.3<D 25 2As - 2cZs) 2тт. (9 152)
Масса стали полюсов, кг (см. § 9.9),
тП/п — 7800lm - 2p{hm lm + O,Shpbp). (9.153)
Масса стали обода ротора, кг (см. § 9.9),
т/ = 7800 Z^ ir(D - 28 - 2hmp - Л. )Л , (9.154)
где hmp - по (9.79); для h. берутся уточненные значения, получен-
ные из механического расчета.
По этим данным можно найти обшие затраты меди и активное
стали в машине.
Полная масса меди
= mM1 + m„f + m„ с + mMlc.3. (9 155)
Полная масса актив пой стали
"’ст = mzi + "bi + + тГ (9 156)
Разделив (9.155) и (9-156) на полную номинальную мощное**
5НОМ, находят массу активных материалов на единицу мощности:
<?„ = (9-,!?)
Ч„ = 'п„/5ном. (9 158)
g.19. ПОТЕРИ И КПД
Потери в синхронной машине можно разделить на основные и доба-
вочные- Ниже приводится расчет этих потерь для номинального режи-
работы.
Основные потери. .Основные электрические потери в обмотке ста-
юра кВт,
Р.т =тГ^м.ф П 10-3. (9.159)
Потери на возбуждение, кВт, при наличии возбудителя, сочлененно-
го с валом машины, согласно ГОСТ 11828-86 определяют с учетом
потерь в возбудителе:
'Аом 'f + 2 ,
Р. =---------------------------10-’.
г ”/
(9.160)
Для машин, возбуждаемых от отдельно установленных устройств,
Pf = ('Дом 7 + 10”. <9.161)
гДе ^ном.ф. /умом “ номинальные значения тока якоря н тока воз-
буждения; ЛП переходное падение напряжения в шеточном кон-
такте (ДС/щ = 1 В); ту - КПД возбудителя (ту =0,8 -?0,85).
Сопротивления обмоток rt и гу определяют по (9.95) н (9.120)
соответственно н приводят к расчетной температуре, равной 75 °C для
обмоток с изоляцией классов нагревостойкостн А, Е, В или 115 °C для
обмоток с изоляцией классов нагревостойкостн F и Н.
Магнитные потери в ярме магнитопровода статора, кВт,
1 = *даРа 1 • 10’3- (9 162)
Магнитные потерн в зубцах магнитопровода статора, кВт,
^Pz^zi^fW'^zv <9163)
?е Ро 1/5о н Pzi/sq ~ УДельные потерн прн индукции 1 Тл и частоте
Гц, которые следует взять нз табл. П1.17 для соответствующей мар-
и стали; ка0 и k^z — коэффициенты, учитывающие увеличение по-
’ерь нз-за частичного замыкания листов вследствие наличия заусенцев,
также изменения структуры стали при штамповке- при Рном < 100 кВт
£а = 1,5; knZ = 2; прн Риом > 100 кВт каа = 1,3; kRZ = 1,7 Ва н
21/ - индукция в ярме статора н зубце статора на 1/3 высоты зубца
6 = ^ном.ф (£«, = 1, см расчет характеристики холостого хода).
77
Механические потери, равные сумме потерь в подшипниках и на
вентиляцию, кВт,
/’мех « 3,68р(Ур/40)3 V77, (9.164)
где гр — окружная скорость ротора, м/с; lt — полная длина статора, м
Д.-«баночные потери. Добавочные потери возникают в машине как
при холостом ходе, так и при нагрузке. При холостом ходе возникают
потери на поверхности полюсных наконечников, кВт, из-за колебания
индукции вследствие зубчатого строения статора:
(z,n \1,5
------1 (Вог~, 103)2 10~3, (9.165)
юооо )
где Во =Bfio(fcSl - 1); В5о - индукция при Е = Тл; J
коэффициент воздушного зазора; к0 — коэффициент: к0 =4,6 прн по-
люсах из листов толщиной 1 мм и к0 = 8,6 при полюсах из листов тол-
щиной 2 мм, при массивных полюсных наконечниках kG = 23,3; а ~
коэффициент полюсного перекрытия; Zi — число зубцов статора
(/1, т и Г1 подставляются в метрах) -
Добавочные потери при нагрузке Рдоб появляются в обмотках
статора из-за вихревых токов и в стали как в статоре, так и в полюс-
ных наконечниках ротора от высших гармонических магнитного поля
якоря.
Приближенно полные добавочные потерн при нагрузке можно опре-
делить в процентах полезной мощности для генераторов и подводимой
мощности для двигателей:
Для машин до 1 000 кВ • А . ... . . 0,5
Для машин более 1000 кВ А.... 0,25-0,4
Общие потери при номинальной нагрузке
ХВ = Р31 ♦ Р{ + Ра, + PZl + вм„ + />„„» + Вдо6. (9.166)
Коэффициент полезного действия генератора
Ч = 1---------—-------, (9167)
Л.ОМ * ЯР
двигателя
4=1- — . (9168)
р
'IHOM
где /’ном = *я//Ном.ф/ном.фС08</> - номинальная активная мошной
78
генератора. кВт; Pi „ом ~ активная мощность, подводимая к двига-
телю при номинальной нагрузке, кВт: PiHOM = mUMOM ф/вом.ф cosy)
9.19. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ОБМОТКИ СТАТОРА
ДЛЯ УСТАНОВИВШЕГОСЯ РЕЖИМА РАБОТЫ
Для оценки теплового состояния обмотки статора можно восполь-
зоваться методикой упрошенного расчета, применяемого в заводской
практике для нормальных синхронных машин защищенного исполне-
ния. Эта методика базируется на следующих допущениях. Принима-
ется, что все потери, выделяемые в пределах активной длины статора,
отводятся с его цилиндрической охлаждаемой поверхности, а потери
в лобовых частях обмотки — с охлаждаемой поверхности этих частей.
При этих допущениях определяется отдельно превышение темпера-
туры части обмотки, находящейся в пределах активной длины стали и
превышение температуры лобовых частей по длине этой части.
Среднее превышение температуры всей обмотки находят как средне-
арифметическое значение превышений, отнесенное к 1 м длины полу-
витка обмотки. Ниже приводится расчетные формулы.
1. Перепад температуры в изоляции обмотки статора определяется
по (933).
2. Удельный тепловой поток qc на единицу цилиндрической внут-
ренней поверхности статора, Вт/м2,
где Ра j н Pz t — потери в стали спинки и зубцов статора при холостом
ходе, Вт; D и /1 — внутренний диаметр и длина статора, м; Zcpij2 —
средняя длина полувитка обмотки статора, м.
Искомое превышение температуры охлаждаемой поверхности ста-
тора относительно температуры окружающего воздуха находят так:
Д^по..с=I [«(1 + 0,1гр )], (9.170)
*Де значения коэффициента теплоотдачи а в зависимости от отношения
Длины статора /1 к полюсному делению т могут быть приняты равными:
° = 80 Вт/(°С • м2) при /j It < 2;
°=66Вт/(°С-м2) при 2< /в/т<4;
° = 57 Вт/(°C - м2) при 4< /|/т < 5;
v ___
р ' окружная скорость ротора, м/с.
79
3. Превышение температуры внешней поверхности лобовых часте&
обмотки статора над температурой охлаждающего воздуха. Так
лобовые части обмотки статора обычно образуют своеобразную peuiej.
ку, продуваемую воздухом, то они охлаждаются почти по всему пери
метру поперечного сечения каждой якорной секции. Соответственно I
этому плотность теплового потока на единицу охлаждаемой поверхно. I
сти лобовых частей, Вт/м2, равна:
(9.171)
где tZl — зубцовое деление статора, м; /71 — периметр поперечного
сечения паза статора, м; А — линейная нагрузка, А/м; — плотность
тока в статоре, А/м2; р& — удельное сопротивление при температуре Ь
Превышение температуры внешней поверхности лобовых частей ста-
тора, °C,
Д1>л = <?л/13,3(1 + 0,07vp), (9.172)
где vp — окружная скорость ротора прн радиальной вентиляции или
вентилятора при аксиальной вентиляции, м/с.
4. Превышение температуры обмотки статора. Среднее значение пре-
вышения температуры обмотки статора, ° С,
Ы>ое,с = * *>л)>я . (9Л73)
/1 + /и
где /> - полная длина статора, м; /л=(^ср1/2 - G) — длина лобовой
части обмотки статора, м.
9.20. ХАРАКТЕРИСТИКИ СИНХРОННЫХ МАШИН
а) Основные характеристики
Рабочие свойства машины определяются ее характеристиками. Для
генераторов основными характеристиками являются внешняя, регуЛЯ
ровочная, U-образная и угловая, для двигателей - рабочие, U-образна*
и угловая. Для построения всех указанных характеристик использую*
векторные диаграммы.
Регулировочная характеристика генератора представляет собой зави-
симость при ~ const и cos«р - const (рис. 9.39). Для по-
строения этой характеристики задают ряд значений тока якоря /а в пре'
делах от 0 до 1 и при одних и тех же значениях и cos»/? строят век
торные диаграммы, из которых находят ток возбуждения. Ток возбуЖ'
дения при /*= О определяют из характеристики холостого хода по за
данному напряжению. Для регулировочной характеристики при U*9
80
- i = const и cos<£ = cos<pHOM = const ток возбуждения, соответствую-
щий номинальному току якоря, можно определить по векторной ди-
аграмме, построенной раньше для нахождения МДС обмотки возбуж-
дения (см. § 914). Эта МДС в относительных единицах равна току
возбуждения /^ном<-
Внешняя характеристика t/a = f(I*) при 7^ном# = const и
cosip = const (рис. 9.40) определяет зависимость напряжения гене-
ратора от его нагрузки. Исходная точка этой характеристики имеет
координаты 1 и 11. Притоке I 0 напряжение Ut= Еон * берут
из векторной диаграммы, построенной для номинального режима ма-
шины. Промежуточные точки характеристики можно найти, построив
ряд регулировочных характеристик при различных значениях напряже-
ния t/ф. Напряжения €/*, при которых строят регулировочные характе-
ристики, берут в пределах от EQ* до 1, a cos<^= cos^HOm' Точки пере-
сечения регулировочных характеристик с црямой, проведенной парал-
лельно оси асбцисс, при = 7уяом дают искомые точки внешней ха-
рактеристики-
V-образные характеристики 7*=/(7^ ) при Pj = mU^I^costp =
= const (рис. 9.41) можно получить путем построения ряда векторных
Диаграмм при £/ = 1 = const и 7wcostf = const (рис. 9.42). Из построен-
ных векторных диаграмм для каждого значения тока 7# определяют
возбуждения .
Угловые характеристики дают зависимость активной мощности от 6
(угла нагрузки) Р\ ^Р при C/w= 1 и ^0*= 00115Г Угоп в является
Углом между осями полюсов и результирующего магнитного попя или
Ыежду векторами ЭДС и напряжения U*. Построение угловых
характеристик с учетом насыщения машины связано с большими труд-
ностями. Ниже приводится расчет этой характеристики без учета насы-
пания Параметры в этом случае принимают постоянными, равными
Их значению для ненасыщенной машины, a rt =0.
81
Рис 9.41 U-образные характерис-
тики
Рис. 9 42. К построению U-образных характеристик
Характеристику при 1 в относительных единицах строят по урав-
нению
Р., = —— sin 6 + — I—------------—I sin 20 (9.174)
xd. 2 \ I
Электродвижущую силу определяют по продолжению прямо-
линейной части характеристики холостого хода прн токе возбуждения
^/ном» ПРИ построении характеристики Р* ~ f (в) угол в изменяется
от 0 до тг.
По угловой характеристике определяют статическую перегружае-
мое™ машины, равную отношению ЛявхДиом- Номинальная мощность
/*ном в относительных единицах равна cos<£i<om. Если пренебречь актив
ным сопротивлением (что возможно для машин средней н большой
мощности), то можно принять
^твхДном = ^тах/Мноы, (9.175)
где Мтах иМном - максимальный и номинальный моменты.
Статическую перегружаемое™ можно также рассчитать по формуле
-----к. €. (9.176)
Рном «ном xd*cos4«OM
Коэффициент Лр.с учитывает реактивные составляющие мощное!*
и момента, обусловленные неодинаковыми индуктивными сопротй®"
лениямн xd и х : . Он принимается по рис. 9.43 в зависимости от отноШ*
рис 9 43- К определению коэффициента Лр.с
Как уже отмечалось ранее, статиче-
ская перегружаемость синхронных дви-
гателей общего назначения должна быть
не ниже 1,65.
Для синхронных двигателей U-образ-
ные и угловые характеристики строят
так же, как и для генераторов, с исполь-
зованием соответствующих векторных ди-
аграмм.
Рабочие характеристики двигателей, т. е. зависимости /1<г,
cosi0, г}, М* = f (Р2*), при U*- 1 = const и ^уном«= const могут быть
получены по U-образным характеристикам. Для этого необходимо
построить несколько U-образных характеристик при различных зна-
чениях = const и U*= 1 = const. По этим характеристикам при =
= j7hom находят ток I Г1РН данном значении мощности Р,* и cos<p =
= Л / ф/ ). Затем определяют мощность на валу: Р2 = Рх -
~ IP (SP — потерн в машине для данного режима работы), ту =
= Л/Л, М= (Hi =2я^ом/60).
6) Токи короткого замыкания
При расчете механических усилий, воздействующих на лобовые ча-
сти обмотки статора и на их бандажи, исходят из наибольшего мгно-
венного значения тока трехфазного короткого замыкания на выводах
машины при данном значении возбуждения. Этот ток называется
Ударным током короткого замыкания.
Согласно ГОСТ 183-74 синхронная машина должна выдерживать
Ударный ток короткого замыкания при напряжении холостого хода,
Равном 105% номинального:
>В* VT/kcm.*
1,05
= U8——
Xd*
(9-177)
Коэффициент 1,8 учитывает затухание апериодической составляю-
щей тока короткого замыкания.
83
Для машин без демпферной обмотки в (9.177) вместо х%* следуй
подставить х^* -
Практический интерес представляют кратности установившихся
токов короткого замыкания. Под этим понимают отношение установив-
шегося тока короткого замыкания к номинальному току обмоткц
якоря.
Кратность при возбуждении холостого хода, т. е. при возбуждении,
которое при номинальной частоте вращения и разомкнутой обмотке
якоря дает на выводах машины номинальное напряжение, обозначают
ОКЗ (отношение короткого замыкания):
ОКЗ=/ко. = С./^.. (9.178)
где Eqh* — ЭДС, определяемая по продолжению прямолинейной ча-
сти характеристики холостого хода при = 1.
Кратность при номинальном токе возбуждения
(9179)
в) Пусковые характеристики
Основным методом пуска синхронных двигателей в настоящее вре-
мя является асинхронный пуск Для этого в полюсах ротора размеща-
ется пусковая обмотка по типу коротко замкнутой обмотки ротора
асинхронного двигателя
Оценку пусковых свойств двигателя производят по пусковым ха
рактеристикам, т. е. по зависимостям тока в статоре н момента от сколь-
жения /*, М* = f(s). Наибольший интерес на этих характеристиках
представляют величины, соответствующие 5=1: начальный пусковой
ток Iпф и начальный пусковой момент а также момент при сколь-
жении s =0,05 — входной момент в синхронизм Мвх.
При расчете пусковых характеристик необходимо учитывать, что в
отличие от ротора обычного асинхронного двигателя ротор синхронно-
го явнополюсного двигателя имеет магнитную н электрическую не-
симметрии Если условно подразделить пусковую обмотку на две ча-
сти, то можно принять, что по продольной оси машины на роторе распо-
лагаются две обмотки, одной из которых является обмотка возбу#
дення, а другой - часть пусковой обмотки, представляющая ее эффеК*
по продольной оси По поперечной осн на роторе имеется только пуско-
вая обмотка, представляющая ее эффект по поперечной оси Необходи-
мо также учитывать, что обмотка статора по продольной и поперечной
осям имеет неодинаковые индуктивные сопротивления (х^ #х^)
На основании сказанного полное сопротивление по продольной осИ
машины, которое зависит от скольжения s, будет равно:
84
=>хо +
(9.180)
где r'f = (10-12)rz {rfno (9.135)].
Полное сопротивление по поперечной оси
= мо < ;-------• (9.181)
f 7 kq
В приведенных формулах значения всех параметров принимают в
относительных единицах (здесь и далее звездочка в обозначениях вели-
чин в относительных единицах опускается).
Вследствие магнитной и электрической несимметрий машины в
статоре кроме тока I* основной частоты f\ протекают токи I" часто-
ты 2s — 1. Значения их могут быть найдены по следующим формулам:
ток якоря частоты Д
(9.182)
ток якоря частоты 2s — 1
г =-zrf,).
(9.183)
Действующее значение тока статора
Л = -Л',2 ♦ /Г2; (9.184)
момент вращения
85
М - (Ul' - I?rt + IP ——\,
(9 .85)
где I — активная составляющая тока l\.
Последний член выражения в скобках соответствует моменту, создц.
ваемому током Г[. При скольжениях $ > 0,5 этот момент положитель-
ный, а при з < 0,5 — отрицательный, в результате чего в кривой
= f (s) могут наблюдаться провалы. Из-за наличия провалов в кривой
момента при разгоне двигатель может застрять на промежуточной ско-
рости и не войти в синхронизм. Обычно для уменьшения провала в кри
вой момента обмотку ротора замыкают на добавочный резистор с со-
противлением, примерно в 10 раз большим сопротивления самой об-
мотки.
В этом случае при определении Zdg и Zgs как уже указывалось, со-
противление принимается равным (10- 12)г^.
Расчет по приведенным формулам связан с большой вычислительной
работой. Его можно упростить, если у машин средней и большой мощ-
ности пренебречь активным сопротивлением г i - Тогда получим
2Z?1ZdJ
. _ t/(z„-zdl)
М = UI' ---------
1 COS <u5 .
гном
(9 186)
(9.187)
Погрешность такого расчета по сравнению с расчетом по (9.177)-
(9.180) не превышает 4%.
Для построения пусковых характеристик задают ряд значений сколь-
жения з в пределах от 1 до 0,05 и для каждого его значения определяют
/1 и М. Иногда можно ограничиться расчетом начального пускового
и входного моментов и начального пускового тока.
У серийных двигателей, выпускаемых в настоящее время промышлен-
ностью, эти значения лежат в следующих пределах: Мп - 0,8-5- 1,3;
"«.“°-94-1-9; /п.=4-5’6-5-
Пример расчета трехфазного синхронного двигателя
Проектное задание:
1. Номинальная мощность Риом = 500 кВт.
2. Номинальна напряжение (линейное) Цюм =6000 В-
86
3. Номинальная частота вращения «hOM=500 об/мин.
4. Частота /=50 Гц.
5 со5^иом=°’9 (опережающий).
Кратность максимального момента ^тдх*=2»2-
режим работы - продолжительный Конструкция - защищенная (IP11) с гори-
зонтальным валом
Номинальные величины
1 . Номинальное фазное напряжение (предполагается, что обмотка статора
будет соединена в звезду)
Ц.ОМ.Ф = "иом/7з'= 6000/3 = 3468 В.
2 Номинальная полная мощность
Уном = 300 1«3
S"°“ " п а»? ~ 0.937- 0,9
*ном чном
= 593 1 03 В А
(по табл. 9.3, исходя из номинальных данных машины, определяем 0,937)
3 Номинальный фазный ток
Shom 593 • ю’
I Ж = ~т=---------- = ---------- - 57.1 а.
н°м.ф V3t7HoM 3 6000
4 Число пар полюсов
р = 60//пцОМ = 60 • 50/500 = 6-
5 - Расчетная мощность
S' = Л'/5иом = 1-05-593 10э= 623-ю’ВА.
Размеры статора
6 . По рис. 9.8 для S' = 623 кВ А при р=6 предварительно находим внутрен-
ний диаметр статора D-0,9 м.
7 Внешний диаметр статора по (9.3)
Da = KdD = (1,28-г 1,33) 0,9 = 1,15 *1,2 м.
По табл. 9.7 ближайший нормализованный внешний диаметр статора Do -
=1Д8м (16-й габарит). Высота оси вращения h =0,63 м.
Поскольку найденный диаметр Da лежит в пределах, задаваемых коэффи-
циентом Кр, то пересчет диаметра не производим
8 Полюсное деление по (9.4)
* = 1tD/(2p) = 3,14 • 0,9/12 = 0,236 м.
9. Расчетная длина статора. По рис. 9.9 для Т = 0,236 м при р = 6 находим
А =440 Юа А/м, = 0,89 Тл. Задаемся: Og-0,66; ^ = 1,15; Cgfcg = 0,76;
*об1 =0,92. По (9-5) определяем расчетную длину статора:
, 6,15’
‘g =---------------------------=
°8kBko61AB^nOMD2nKOM
87
6,1 • 623 • Ю3
=---------—---------------------------- = 0,342 м.
0,76 - 0,92 44 000 0,89 0.93 500
10. Находим X по (9.6) :
X = /6/7 = 0,342/0.236 = 1,45.
По рис. 9.11 устанавливаем, что найденное значение X прн р - 6 лежит в пр©,
делах, ограниченных кривыми.
11. Действительная длина статора (по 9.7)
/1 = 1,05/g = 1,05 0,342 = 0,36 м.
12. Число вентиляционных каналов по (9.8) при Лк=0,01 м
'i - 'пак 036 - (0,04 - 0,05)
"к = ------------- -------------------- = 6,4 - 5,17.
'пак + *к <0.04 - 0,05) + 0,01
Принимаем пк=6.
13. Длина пакета по (9.9)
11~пкьк 0,36-6-0,01
'пак = = ’ ' = 0,043 м.
«к ♦ 1 6 + 1
14. Суммарная длина пакетов магнигопровода по (9.10)
'ст1 = 'пак ("к ♦ 1) = 0,043 (6 ♦ 1) =0,301 М.
Зубцовая эона статора. Ссгмептироека
15. Число параллельных ветвей обмотки статора.
Так как /ноМ.ф = 57,1 < 200 А, то выбираем в =1.
16. Из рис. 9.13 (кривые 2) для т = 0,236 м находим = 0,031 м;
. м ~ ITnDl Л
,21ти=°>М5“-
17- Максимальное число пазов (зубцов) магнитопровода статора
Zi™r = = ’ MW3I - 91.
18. Минимальное число пазов (зубцов) магнитопровода статора
zunax = яО/<г1ти = я-0,9/0,035 - 81.
19. Число пазов магнитопровода статора.
Так как Da > 990 мм, то магнитопровод статора выполняется сегментиро-
ванным. В диапазоне пазов Z -г требованиям п. 1-4 § 9.6 удовле-
творяют числа пазоа Zt =81
<7, =
Z,
2pm
81
2 6 3
ttD
Zl'z?
Я 0,9
--------= 0,035 м
81
= 2 ll4i
Z, = 90 (<?, = 2 1/2; tZl = 0,0314 м).
88
20- Расчет числа проводников в пазу ц, по (9-15), числа сегментов sCT и хорды
« по (9-20), а также уточненной линейной нагрузки А по (9 16) сводим в
JrfnSlS.
Наилучший результат дает вариант 3, который н принимаем для дальнейших
расчетов.
Zi =90; =6; Н =0,59 м (сегменты штампуются из листов 600 X 1500 мм);
=24; «1 =2 •/,; 1г, =0,0314 м; А =440 I01 А/м.
Пазы и обмотка статора
21 Ширина паза (предварительно) по (9.21)
hnJ = 0,39rZ1 = 0,39 • 0,0314 = 0,012 м (12 мм).
22 Поперечное сечение эффективного проводника обмотки статора (предва-
рительно) по (9-22)
Агом.ф
flJl
^эф
-------------г- = 11,7 • 10 ® м2 (11,7 мм2),
1 • 4,9 10®
ПК
Ji = AJt/A = 2150 • 10®/440 102 = 4,9 • 10® А/м2
(4Jj по рнс- 9.16, кривая 2).
23 Возможная ширина изолированного проводника по (9 25)
*1нз ~ ^п1 ~ ^из.п = 12 - 4,7 = 7,3 мм.
Изоляция катушек выбрана для класса нагревостойкостн В по табл. 3.5 Дву-
сторонняя толщина изоляции 6КЭ.П=4,7 мм.
24. Размеры проводников обмотки статора. Принимаем, что эффективный
проводник состоит из одного элементарного (?э. =11,7 <18 мм2). Марка про-
вода ПЭТВСД с толщиной двусторонней изоляции 0,5 мм. Ширина голого прямо-
угольного проводника (предварительная) 7,3 - 0,5= 6,8 мм.
По табл. ПЗ.З размеры медного проводника равны a j X bt =1,8 • 7,1 мм (сизо-
ляцией ,1ВХ»1И=2,3 Мш), <гэф=12,42 мм (12.42 10-6 м2)
25 Ширина паза (уточненная) по (9.27)
*п1 ~ М1нз ♦ ®из.п ♦ Яр.ш+ = 1 * 7,6 ♦ 4,7 ♦ 0,05 + 0,2 = 12,5 мм.
26 . Высота паза по (9.28)
Ап1 = tta'fcaiиз + Ебиэ+ лк + 8р.в+ 5в в
= 24 1 2,3 + 12,4 + 5 + 1,2 ♦ 0,2 « 74 мм,
где
Vi = 0,5лвц1 = 0,05 -1-24 = 1,2 мм.
Масштабный эскиз паза дан на рис. 9.44, спецификация паза приведена в
*абл 9.16
27 Уточненное значение плотности тока в проводнике обмотки статора
71 =/ном.ф/«<7эф = 27,1/1 12,42 - 10“® = 4,6 10® А/м2.
89
Рис. 9-44. Пез статора
28. Проверка индукции в зубце статора (приближен-
но) по (9.31):
_ Д6ком *Z 1 15 _
(^21 ~ ^п1Нст1*с
0,89-0,0314-0,33
______________________________= 1,74Тл.
(0,0314 - 0,0125) 0,301-0,93
29. Проверка индукции в ярме статора (приближен-
но) по (9.32):
в . агдг1,ом’,'а „
' 2*«'ст1*с
0,66-0,89 0,236-0,33
= —---------------------- = 1,24 Тл:
2 0,066 0,301 0,93
Da-D 1,18-0,9
hg =------------ЙИ1 =------------------ 0,074 = 0,066 м;
и В а находятся в допустимых пределах.
30 Перепад температуры в изоляции паза по (9.33):
= 71Л*Ф ‘Z1__________0|5енэ.п _
10 4,2-Ю11 2(Ьи1,*п1-*к) Л„3
4.6 10® 44 000 -1,1 0,0314 0,5'0,0047
4,2-10" 2(0,0125 + 0,074 - 0,005) 2,2 • 10"5
= 11.5 °C < 35 °C
31 Градиент температуры в изолинии паза
= А|»иэ/0^5ю.п = П/0,00235 = 4680,85 °С/м.
Проведенная проверка показала, что размеры паза выбраны удачно.
32 Витки фазы обмотки статора по (9.37)
= 2W1 — = 2 6 • 2 1/2 ^-1 = 360.
2 а 2
33. Шаг обмотки по (9.38)
>1 * (0,8- 0,86)Тп » (0,8 - 0,85)7,5 = 6 (из 1-го в 7-й паз);
91
=31‘/г=1.5; 0 = — =|- = М.
гп ’
34. Коэффициент укорочения шага по (9-39)
1Г У1 Я 6
kv = sin--------= sin-----= 0,95-
2 тп 2 7,5
35. Коэффициент распределения обмотки статора по (9Л0)
sin---- 5sin------------
6qt 6*5
Так как qi дробное, то в формулу вместо Qi подставляется (bd + с) =5.
36. Обмоточный коэффициент по (9-41)
*об1 = *У*Р =°>95 0,957 =0,909.
Воздушный зазор и полюсы ротора
37. Исходя из заданного отношения 2,2 по рис. 9-18 находим
1,3.
Приближенное значение аоздушного зазора по (9.44)
А Т ж 44 000 0,236 . , I
Ъ = 0,285--------10'6 = 0.285--------------------Ю-6 = 0,269 10'2 м;
Вб0 х* 0,846 1,30
*6© = °-95Вбном = °*95 • °’89 = °’846 Тл-
38. Принимаем воздушный зазор под серединой полюса равным 0,0027 н
(2,7 мм). Зазор под краями полюса 6т = 1,5 6=1,5 2,7 %4 мм- Среднее значение
воздушного зазора
6* = б + (6т - 5)/3 = 0,0027 + (0,004 - 0,0027)/3 =
= 0,00313 м (3,13 мм).
39. Ширина полюсного наконечника определяется по (9.47). Примем С=®»^
(см. §9 9)
Ьр = ат = 0,7 • 0,236 - 0,165 м.
40. Радиус дуги полюсного наконечника по (9.45)
D 0,9
R = ------------------------ = --------------------------- — 0,384 М
Р б„, b 0,004 - 0,0027
2 + 8D ---------- 2 ♦ 8 • 0,9--------5----
b* 0,1652
Р
41. Высота полюсного наконечника по табл. 7-9 прн Т = 0,236 м
hp = 0,031 ы.
92
42. Длина сердечника полюса и полюсного наконечника
= /р = '1 - 0,01 = 0,36 - 0,01 = 0,35 м-
43. Расчетная длина сердечника поляка определяется по (9.52). Принимаем
- 0,02 м:
/Д = /гл * = 0,35 * 0,02 ~ 0,37 М
44 Предварительная высота полюспого сердечника по (9-48)
h„ 0,016 + 0.186 Vr" = 0,016 + 0,186 \/о.236 ~ 0,146 м.
45. Коэффициент рассеяния полюсов находится по (9.50) - При й = 0,031 м
к = 7 (см. с 41):
0,356 0,35 • 0,0027
Ст = 1 ♦ *-----2-- «1 + 7 -----------— = 1,119.
т 0.2362
46. Ширина полюсного сердечника определяется по (9.51) Задаемся Вт =
= 1,43 Тл; = 0,95 (полюсы выполнены из стали марки СгЗ толщиной 1 мм) :
аПВ Ты™ т1К 0,66 0,89 ' о,23б • 0,33
° °«.°“ о Ст = ----------------------------1,119 = 0.102 м.
1,43 • 0,95 • 0,37
Ьт
Выбираем Ьт —0,102 м.
Эскиз полюсов дан на рисГ9.4$. Так как
я£>ином я 0,9-500
»*р = --------- = -------------- = 23,6 < 30 м/с,
60 60
то принимаем крепление полюсов шпильками к ободу магнитного колеса.
47. Длина ярма (обода) ротора по (9.53)
1/ = 1т ♦ Д/с = 0,35 +0,12 = 0,47 м.
Выбрано Д/с = 0,12 м.
48. Минимальная высота ярма ротора по (9.54)
93
Пусковая обмотка
49. Число стержней пусковой обмотки иа полюс
Лс =6.
50- Поперечное сечение стержня пусковой обмотки по (9-55)
(0,25 - 0,35)7/1 0,3 0,236 - 44 000 . ,
о = -----------------= -------------------- = 112,8 10"® м2-
с NcJi 6 4,6 10®
51- Диаметр стержня находится по (9 56), материал стержня медь, d 5
=1,13 = 1,13 V U2~8 10"6' = 11,95 • 10"3 м (11,95 мм).
Выбираем dc = 12 • 10-3 м, тогда qQ = ИЗ • 10-® м.
52. Зубцовый шаг на роторе определяется по (9.57). Принимаем z =0,01 и
Ьр dc - 2z 0,165 - 0,012 - 2 0,01
rz_ — --------------- — ---------------------- — 0,0266 м (26.6 мм).
Z2 Nc 1 6 1
53. Проверяем условие (9 60)
0,8»Z1 = 0,8 • 0,0314 = 0,025 < /Zj = 0,0266 м;
/ t7, \ / 0,0266 \
(Ас - 1) I 1 -~ = (6-1)11 ----------------= 0,765 > 0,75.
k <Z1 / к 0,0314 /
Пазы ротора выбраны круглые, полузакрытые.
54. Дваметр паза ротора
ds =dc + 0,0001 = 0,0121 м (12,1 мм)
Раскрытие паза bs X hs = 4 X 2 мм
55 Длина стержня по (9.61)
/с = 1р + 0,347 = 0,35 + 0,34 - 0,236 = 0,43 м.
56. Сечение короткозамыкающегося сегмента
«кз = 6кэ*кэ = °.5Л’с<гс - 0,5 6,113 • |0ч - 339 • 10-8 м2 (339 мм2)
По табл. П3.6 выбираем прямоугольную медь 10 X 35 мм (сечение 4^
•= 349,1 мм2).
Расчет магнитной цепи
Для магнитопровода статора выбираем сталь марки 1511 (ГОСТ 214273-75)
толщиной 0,5 мм Полюсы ротора выполняют из стали марки СтЗ толщиной 1 м''
Крепление полюсов к ободу магнит по го колеса осуществляют с помощью о®*
лек и гаек. Толщину обода (ярма ротора) принимают Л. =45 мм (см. вьаЛ*
(см. приложение 1). *
57. Магнитный поток в зазоре по (9-62)
Е\ 1
ф = ------_____ = ........................ = 0,131 10
4jtB/*v»*o61 4 1,152 -50 360 0,915
94
По рис. 9.21 при Ът/& =1,5; а=0,7 и -0,0114 шходим *, =
s1,154 и ag = 0,66
5g Уточненное значение расчетной длины статора по (9.64) равно.
। » h - b* п + 2б* = 0,36 - 0,00423 6 + 2 - 0,00313 = 0,341 м;
'5 к к
ь* = уЬ~ 1,57 0,27 • 10~2 = 0,00423 м;
(Мб)2 = [О 10~a)/(0.27 10~2)P = 157
7 ” 5+Мб 5+ (1-10"2)/(0,27-10"2)
59 Индукция в воздушном зазоре по (9-63), Тп,
Ф 0,131 10"'
‘6 аьт,ь
60 Коэффициент воздушного зазора статора по (9-67 )
Ei = 2,466 • 10~* £i-
0,66 - 0,236 0,341
<Z1 + 105’ _ 3,14 -10~2 + 10 -0,313 10-2
»Z1 - 6п1 + 105’ (3,14- 1,25) IO*2+ 10 0,313 IO'2
= 1,25
61 Коэффициент воздушного зазора ротора по (9-67)
г,,+ 105' 2,66 • 10-2 + 10 - 0,313 • 10“2
kt- = -----“----------- = ---------------------------—------ -
fZ2 ~ bs+ 105 (2,66 ” °>4> ' 10"2 + 10 • °’313 • Ю"2
« 1,074.
62 Коэффициент воздушного зазора по (9.66)
*6 = = 1.25 1,°74 =1,34
63 Магнитное напряжение воздушного зазора по (9 65), А,
F6 = — Bt-bkj. » -------1---------— 2,466 1(T* 0,27 10“2 1,34£\ =
Ро ° 0 1,256-10“®
а0.71£'1.
64 Ширина зубца статора на высоте 1/3 М от его коронки по (9.70)
11з = fz, 1/з - ЬП1 = 0,0329 - 0,0125 =0,0204 м;
. я (Р + 2 йп1 / 3) п(0,9 + 2 0,074/3)
гп, = --------------= ---------------------------- = 0,0329 м.
/3 Z1 90
б5- Индукция в сечении Эубца на высоте 1/3 ftni по (9-69), Тл,
95
BtJ~.lt- 2,466-10"* 0,0314 -0,341
BZ1 = - 6- Z1 S- - = -------------------------El =
1 l/3 *ct 1 kc 0,0204 0,301 0,93
= 4,62 10“* Ei-
66. Магнитное напряжение зубцов статора по (9.68), А,
EZl -hnXHZl = O,O74HZj
67. Индукция в спиике статора по (9.74), Тл,
Ф 0,131 • 10"* л
Ва = -------------- = -------------------- Ei = 3,55 • 10"' Ei.
^crlhakc 2 0,301 0,066 0,93
68. Магнитное напряжение спинки статора по (9-72), А,
FB = Uo fia = 14,6 • 10"2 $Яв ;
1T(Da-ha} Я(1,18 0,066) ,
Le = ----------- = ------------------ = 14.6 10"2 м;
4p 4 6
{ - по рис. 9-22.
69. Высота зубца ротора по (9.76)
ьгг =hs ★ d! = °-2 ’ 10~2 + ,-21'10-1 = ,-41 ’10“2 м-
70. Ширина зубца ротора по высоте .. от его коронки по (9.78)
1з
D — 25 — 2/з
bZ2 1/3 = --------ZZ2 °’94</* “
D -25
(90 - 2 - 0,27 - 2/3 • 1,41) • 10^ . 1р.а _ р „.
(90- 2-0,27) • 10 2
= 1,48 - 10"2 м.
71 Индукция в зубце ротора по (9-77), Тл,
_ = BbfZ2lb
BZ2 ~L 77
DZ2 1!з ‘P^-V
= 4,41 10"* Ei.
2,48 10"* 2,65 IO"2 34 • 10"2
1,48 10"2 - 36 10"2 • 0,95
72- Магнитное напряжение зубцов ротора по (9-75), А,
FZ2 =hZ2HZ2 = I-41 W~2 HZi
73. Удельная магнитная проводимость рассеяния между внутренними
иосгямн сердечника полюсов по (9-81)
96
0.55 IO"6
Xml= ~
T- bm--------(hm ♦ 2Л- ♦ 28)
On r
0.55 14,6 IO"2 10'® ,
--------------------------------------------- = 1,027 IO-6.
Я 1-2
23,6 10,2-------(14,6 + 2 - 3.1 + 2 • 0,27) 10 2
2 6 J
74 Удельная магнитная проводимость между внутренними поверхностями
„олюсяых наконечников по (9.82)
0,25
, bV 1 16’5 К*
dt =h + 6----------= (зд + о,27) -10"2 - ---------------------- = 2,614 • IO"2 м;
4D 4 - 90 - 10'2
23.6 - 16,5 -
3,14 -2,614 \
------------- 10"2 = 5,73 10-2 m.
6 /
?5. Удельная магнитная проводимость рассеяния между торцевыми поверхно-
сти по (9 83)
1 л 10.2 ° 10 - -
Ktnb = 0,37 -т— 10® = 0,37 ------------=— 10"® = 0,102 10"®.
37 10"2
т
7б- Удельная магнитная проводимость для потока рассеяния
= \mi + \р1 + \тЬ = (1.027 +0.7+0,102) 10"® = 1,829 10"®.
^агнитное напряжение ярма статора, зазора и зубцов полюсного наконеч-
F^C=F6+Fzi + Ffi + Fz2
И‘К°пылов И др. (кн. 2)
78 Поток рассеяния полюса по (9.80), Вб,
фс = 4Wm Ft,Za =4 Ь829 10-6 37 КГ1 F^ =
= 2.71 lO^Fj^
79. Поток в сечении полюса у его основания, Вб,
фт=ф+ фс = 0,131 10“,£1 + 2-7' "Г<'Л8/0
80. Индукция в полюсе по (9-84), Тл,
Ф + Ф„ 0,131 |0 ^ £1 *2 71 10~6FgZ(|
” 1тЬткср 37 10"’ 10.2 10"2 0,95
= 0.364 10"3 £i + 0.764 10"4 FgZ(/.
81 Магнитное напряжение полюса по (9.79), А,
Е„, =1‘трП„, = ПЛ
где
hmp = htn ♦ = (14,6 + 3,1) 10“2 = 17,7 10-2 м
82. Магнитное напряжение стыка между полюсом и ярмом ротора по (9.86) А,
£Sm/ = 250в„
83 Индукция в ободе магнитного колеса (ярмеротора), по (9-88),Тл,
Ф + Фо 0,131 10"4 Ft + 2,7 1 10’6 Fgz<J
7 lljhjkcp 2,47 • 10'2 4,5 IO”2 1
= 0,312 IO-3 £i+ 0,645 IO"4 FgZa-
84 Магнитное напряжение в ободе магнитного колеса по (9 87), А,
F = LjHl = 6,48 10~2 Н. ,
где
Л (О 28 2Л,„„ Л.)
£. = ----------------£—I— =
' 4р
я<90 2 0,27 - 2 17,7 - 4,5) 10‘2
=-----------------------------------= 6,48 10 м.
4-6
85 Сумма магнитных напряжений сердечника полюса, нрма ротора и стЫ1'1
между полюсом и ярмом. А,
Рщ] = Pm + Р^,п} * Pj
98
86 Сумма магнитных напряжений всех участков магнитной цепи. А,
результаты расчета магнитной цепи сведены в табл 9.17.
При переводе магнитных напряжений F^ FftZa' ^mj и потоков Ф и в
^носительные единицы за базовые значения соответственно приняты МДС Fj0
и ф при Е\ — Цюм.ф^!* — О*
По табл- 9 17 на рис. 9 46 построена в относительных единицах характеристи-
ка холостого хода Е^* На этом же рисунке приведена нормальная
характеристика холостого хода
Параметры обмотки статора для установившегося режима
81. Средняя длина витка обмотки статора
/ср1 = 2 (/t + /л) = 2 (0,36 + 0,384) = 1,488 м.
88- Длина лобовой части обмотки статора по (8.139)
Я(П + йп1)0
77(0,9 + 0,074)0,8
+ 0,074 + 2 0,045 = 0,384 м.
где bi ~ 0,0071 м - ширина проводника; Bi и Sj - по табл- 8-24.
89. Активное сопротивление обмоткн статора по (9.95)
99
о Таблица 9.17
Расчетная величина Единица величины *1. и Ф,
0,5 1 1,1 1,2 1,3
Ei В 1734 3468 3814,8 4161,6 4508,4
Ф = 0,131 10*4Е, Вб 0,0227 0,0454 0,05 0,0545 0,0591
Bg = 2,466 • 10*4 Е, Тл 0,428 0,86 0,941 1,026 1,112
Fg = 0,7 IE, А 1231 2462,3 2708,5 2954,7 3201
Bz, = 4,62- 10’4£, Тл 0,8 1,6 1,76 1,92 2,08
"z. А/м 254 6700 19 000 29 000 61 000
FZ1 = 0,074HZ1 А 18,8 495,8 1406 2146 4514
Ba =3,55 • 10*4 E, Тл 0,62 1,23 1,35 1,48 1,6
t 0,63 0,42 0,4 0,32 0,3
Ha А/м 156 810 1410 3370 6700
Fa=\i,t 10"2f«e А 14,3 49,6 82,3 157 293,5
BZ2 = 4,41 IO*4 E, Тл 0,76 1,53 1,68 1,84 1,99
"Z2 А/м 380 2710 6230 13400 26 200
FZ2=l,4110-2HZ2 А 5,36 38,21 87,8 188,9 369,4
Ft>Za =Fi*FZttF‘* FZ1 А 1269,5 3045,9 4284,6 5446,6 8377,9
ФО^2,71 10-6Fgz<1 Вб 0,0034 0,0083 0,012 0,015 0,023
Фп = Ф + Фо = 0,131 • 10“4E, +2,71 • 10"6FgZa Вб 0,026 0,0537 0,062 0,07 0,082
Bm = 0,364 10"’ E, + 0,764 10"4 FgZo Тл 0,73 1,49 1,72 1,93 2,28
Hm А/м 363 2110 4752 12 508 37 167
VI T Wm А/м 64 25 373 S 84» 22»4 лягв
FSm/ = 250Bm А 182,5 372,5 430 482,5 570
B, = 0,312 10"3 E, + 0,645 10"4 FgZo Тл 0,622 1,276 1,47 1,63 1,95
Hi А/м 506 1500 2620 4550 9600
Fj = 6,48 • 10"2 H, А 32,8 97,2 169,8 294,8 622
Frt = Fm ★ F6mi * Fi А 279,5 843,2 1440,8 2991,3 7770
Ff)Za + Ftnj А 1549 3888 5725 8437,9 16 148
Ff0. - 0,398 1 1,47 2,17 4,15
m • - 0,575 1,18 1,37 1,54 1,81
%. - 0,075 0,18 0,27 0,34 0,51
0,326 0,78 Ы 1,4 2,15
0,072 0,22 0,37 0,77 2
FSzJF& 1,03 1,24 1,58 1,84 2,62
Примечания 1. При определении магнитного напряжения зубцов в тех случаях, = 1,3), учитывалось ответвление потока в паз по Килффнцяситям: для статора , когда Bg ' >1,87 (£1ф = 1,2 и Е u
'гР/з1* 3>32 >° 2 • 36 ю”2 = 1,09;
"1п‘/з bZll/3l„1kc ' 2.04 10-2 30,1 • 10-2 0,93
для ротора
'ггЧз'р 2,62 • ю“2 35 • ю-2 - 1 = 0,86-
"2П1/3 »гг1/э'р*чР ‘ 1.48Ю~2-35 10-2 • 0,95
2 При Вт > 1,6 Тл магнитное напряжение полюса определялось по трем сечениям.
о
90. Активное сопротивление обмотки статора в относительных единицах п
(9.96) °
r1(7S’j/z6 =0,91/60,7 -0,015;
^5 ~ Ц<ом.ф^Люм.ф — 60,7 Ом.
91 Индуктивное сопротивление рассеяния по (9 97)
хо = 15,8 — ( — ) — (Ап. к + Хп + Хд) =
° 100 \100 Jpq
50 / 360 \ 1 2 0,34
= 15,8----1----- I --------(2,215 + 0,66 + 0,442) = 7,7 Ом
100 \ 100 / 6 2,5
92. Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния по (9.98)
\i.x = Хп + = 2 + 0.215 = 2,215.
Коэффициент магнитной проводимости между стенками паза по табл- 8 24
й; й0 hi t ho
Хп = ----------кп + ------- кп + ------ =
3*П1 Р *п1 Р 4ЙП1
(6,33 - 0,67) 10"а
= -------------=-----0,89 +
3- 1,25-Ю"2
0,67 10“’
+ -------------ZY = 2.
4- 1,22- 10 2
0,785 • 10”’
1,25 10“’
0,85
Размеры паза по рис. 8.50,0 и 9-44. й2 =6,33 см; Ьп1 = 1,25 см; hi ~
= 0,785 см; й0 = 0,67 см.
При @ - yl/Т = 0,8 по (8-156)
. 1+30 1+3 0,8
к а = ------- = ------- =0,85;
Р 4 4
*„=
Р 4
1 + 3 0,85
--------- =0,89.
4
Коэффициент магнитной проводимости по коронкам Зубцов по (9.99)
= 0,215.
102
fcnl
ПрИ TTS
1,25 10“2
0,313 • 10"2 • 1.35
= 2,96 иэ pkc 9.26 X* = 0,1
93 Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния по (8 159)
91 „ 2,5
X- = 0,34----- (1„ - 0,64 РтУ = 0,34------------
Л 1g 34,1 - 10"
X 23,6 1С"2) = 0,66.
(0,384 - 0,64 0,8 X
94 Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния по
(9 100)
таг 23,6 • 10-2 0,66
X = 0,03 ——2— = 0,03 ----------------5------------ = 0,442
« 8 *g«i 0,313 10"2 1,35 2.5
95 Индуктивное сопротивление рассеяния в относительных единицах
хо, =xo/Z6 = 7,7/60 6 = 0,13.
96 - Индуктивное сопротивление продольной реакции якоря в относительных
единицах по (9-102)
*ocIf<ihom 0,87 - 4232
= -------------- = ------------= 1.187,
*/10F80 1,26-2462,3
ГДе
W1*O61 360 0,915
ном ~ 0,45m--------А<ом.ф ~ 0,45 3—- 57,1 — 4232 А
Р 6
по (9.90); к . = 0,87 из рис. 9-23 По характеристике холостого хода (см
табл 9 17) для £1 * = 1 МДС Fg0 =2462,3 А
Для ЭДС FJ# = 0,5
% =77o/Ffi = 1549/1231 = Ь26.
97 . Индуктивное сопротивление поперачной реакции якоря в относительных
единицах по (9-103)
^aq Лгном j + fcg
С<?* Wfio 2
_ 0,435 4232 1 + 1,35
--- =0,697;
1,26-2462,3 2
koq = 0,435 по рис. 9.23.
9° Синхронное индуктивное сопротивление по продольной оси в относитель-
единицах
103
*d.=xo. *xad. = 0.13 4 1.187=1317-
99 Синхронное индуктивное сопротивление по поперечной оси в относитель-
ных единицах
= *О. + xaq. = О-13 ♦ 0.697 = 0,827
Магнитодвижущая сила обмотки возбуждения при нагрузке
100. По табл. 9.17 на рис. 9.47 построены частичные характеристики намагни-
чиваиия Фф= £]ф =/(7^,). =Ж^,-.>.«иарис. 9.48 -
зависимость
Е. ‘^FszJFs>-
Из векторной диаграммы для номинального ражима (/ =1, V = 1 и
cos<РНОМ = 0,9) (рис. 9.49) определяем Е&* = 1,07.
Из рис. 9.48 по £g* = 1,07 находим F^a /F& = 1,45, а затем из рис. 9.25 =
= 0,92; *<?= 0,62 и *= 0,0026.
101. Для дальнейшего построения векторной диаграммы определяем МДС:
- W«HOM. = 0.62-0,435 • 1.09 = 0,294,
гае FOHOM* = б’дном/^/б = 4232/3888 =1,09; - базовое значение МДС
возбуждения (соответствует 6' = 1).
Рис. 9.47. Частичные характеристики иа-
магимчиммиж
Рис 9.48 Зависимость Е* =
104
Рис 9 49. Векторная диаграмма для номинальной
нагрузки
По найденной МДС из характеристики =
«= определяемая ЭДС Fflj?»/cos^ = 0,42
(см. рис. 9.47), отложив которую иа векторной
диаграмме, получим направление, а затем и мо-
дуль ЕгЛ, = Ф^, - 1,03.
Находим 46°, cos ф = 0,69; sin = 0,72.
Из характеристики Eit = /(Fg^*) по Erd*
определяем F^* « 0,86.
102. Полная МДС реакции якори по продольной оси, А,
= F.,.^„jF йя + k<Tib)F„ cost!/ =
аа» а аа оном* г ' сном* г
23,6 • 10"2
= 0,92 0,87 1,09 - 0,72 + 0,0026 ----— 1,09 0,69 = 0,8-
0,27 10"2
По сумме IF"!* ♦ F*d») = <°>86 ♦ 0,8) =1,66 из характеристики
определяем Фа* =0,39. Поток полюса Ф^* = Ф^* + Фа* =1,03 + 0,39 = 1,42.
Из характеристики Ф =/(F.) по потоку Ф = 1,42 определяем F .
= 0 46 т "ч* "V*
103. Магнитодвижущая сила обмотки возбуждения в относительных единицах
при номинальной нагрузке, А
Л/Ио м.=/'п/. ♦ Fad. ♦ Fm/. - 0.86 + 0,8 + 0,46 = 2,12.
104, Магнитодвижущая сила обмотки возбуждения, А,
Чом ’^номЛ/б =2.12’3888 =8243.
Обмотка возбуждения
Выбираем однорядную обмотку с лобовой частью в виде полуокружности.
Изоляция класса нагревостойкости В
105. Средняя длина витка обмотки возбуждения
'/ср = 2('^ - 26") + 11<Ьт + 28, + ър -
= 2(351О~2 -2 - 1,5 10-2) + 1Г(10,2 • 10'2 +
+ 2 0,15 10-2 + 1,4 10-2) = 101,36 • 10-2 м,
105
гае 6« =0,15 10“2 м, 6" =1,5 • 10-2 м; bf -0,067=0,06 23,6 • 10“а *1,4 X
X 10“*м. 7
Для питания обмотки возбуждения по табл. 9.10 выбираем тиристорное возбу-
дительное устройство ТВУ-65-320 (^уном В» ^уном ~32О А) Напряжение на
кольцах с учетом переходного падения напряжения в щеточном контакте прини-
маем (у—63 В.
106 Сечение проводников обмотки возбуждения (предварительное значение)
по (9 107)
qf-
P'3°?pFf,KM 'fa>
V.
1 2-6 9892 101,36 10-2 . ,
= -----------------------------= 49 10“' м2,
39 IO6 63
™FAom= W'Thom = 1,2 - 8243 = 9892.
107. Ток возбуждения no (9.111)
I. =4rJr=W 10“' 5,26 io' = 258 A.
JHOM J J
Принимаем Jy =5,26-10* A/m2.
108- Число витков обмотки возбуждения по (9.112)
'W'/hom = 8243/258 «32.
109. Меньший размер прямоугольного проводника обмотки возбуждения по
(9.114), м,
'm-Sx.n . _ 14.6 10“2-1,4 10“2
°Г иу + 1 ” 32 ♦ 1
0,03 10“2 = 0,37 10“2.
Принимаем 8К.„ = 1.4 10“2 м; 8П=ОЛЗ - 10“2 м. По приложению 3 выбираем
проводник с размерами а? X iy=3,75 14 мм (<?у = 51,95 • 10“* м ).
110. Расстояние между катушками соседних полюсов по (9.116)
я(О 2б 2Л„ -2Лт) ,
а « ---------------------- — Ьт - 26, — 24, —
2р 1
Я(90 10“2 - г 0,27 • 10“2 - 2 3,1 10“2 - 2 14,6 10"2)
2 6
10,2 10“’ - 2 0,15 10“2 - 2 1.4 • 10“2 = 0,846 10"2.
111. Плотность тока в обмотке возбуждения (уточненное значение)
106
258
51,95 • 10"*
= 4,97 10е, А/м2.
112, Превышение температуры обмотки возбуждения по (9.119)
. , 3-1О“|С(2,8 +
Ди. = —----------------------=
1.6 +
3 IO"10 [2.8+ ------------- ) 1Л 10"2 4,972 1012
\ 23,6 • 10'2 /
1,6+ <23,5’
= 69,7 °C < 80 °C;
’> =
ITDn
60
7Г- 90 10“2 500
---------------- = 23,5 м/с.
60
113 Уточненное значение высоты полюса
= («f + Ьп> +•> + «к.п = (0,375 IO"2 + 0.03 10"2) (32+1) +
+ 1,4 IO"2 = 14.8 10"2M.
Так как расхождение с ранее выбранной высотой hm = 14,6 10“2 м составляет
1,5%, то пересчет магнитного напряжения полюса ие производим.
114. Активное сопротивление обмотки возбуждения по (9-120)
= „ 2₽и,/'/«р _ 1
/(130) "(130) —- 5195 10.
2,6 32 1,0136
= 0,192 Ом;
39
гг/1« =0,192------= 0,163 0м
/(1S) 46
115. Напряжение на кольцах обмотки возбуждения при номинальной натруз-
Кеи ij = 130°C по (9.121)
"Лом =//.<ш7(130) = «8 0,192 = 49,5 В.
116. Коэффициент запаса возбуждения по (9.122)
"/ном _ «5 _____
—>---------- — ---------- — 1,26.
Uf + ДС/ 49,5+2
J ном щ ’
Параметры и постоянные времени
117. Индуктивное сопротивление обмотки возбуждения по (9 123)
107
где
£X“ (x₽' +
1,027
1,53
( 4 -1,26 2462,3 37 10"2 1,41 1(T6 \
1 + -----------------------------------1 =1,5,
0,0454 /
2,65 /
0,102
2,65
10“6 = 1,41 • 10"6.
118 Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки возбуждения по (9.124)
W*
tad* = 1,5 - 1 187 = 0,313
119. Индуктивное сопротивление рассеяния пусковой обмотки по продол!
оси находим по (9.125).
По отношению
lz 2/т = 2.66 1О"’/23,6 10"’= 0,112
при Ар = 6 из рис. 9 38 определяем fcg = 0,40; 1 + к& = 1,40; 1 -А^=0,60.
Из рис. 9.37 находим = 1; = 1.7- Тогда
Л.
0,785 - ——
2d, ,
bs
0,785 -
0,4 • 10‘
2-1,21 • 10‘
0,2 10‘
0,4 10"'
1,12;
fZ2
1264g
2,66 10‘
---------------------= 0,52;
12-0,313 10"2 -1-35
23,6 - 10"2 1
= 0,19 --------------- = 0,71 10
о JflHOM >0“°
С = 7,9------------------
*d- Ф6 1 *,
- (X,
4232 10"6
= 7,9 ----------------
0,0454 (1 0,4)
0,35
------ (1,12 + 0,52)+0,71 10'
6
= 0,126.
120. Индуктивное сопротивление рассеяния пусковой обмотки по попере*
оси по (9 126)
Х|
6
*Rd
108
4232 10"6 Г 0,35 I
= 7,9 -- ------ (1,12 + 0,52)+03)13 I = 0,057,
0,0454 1,40 L 6
TC 23,6 10"2 1 7
xR,=0'l9„r =019----------7---------= 10
/Vc О
121. Активное сопротивление обмотки возбуждения при х> =75 °C no (9.136)
r = 0,44 F°HOM*4d7cp _
io‘
0,44 4232 0,872 101.36 10*2
= ----a- -------------------------, = 0,0038.
10' 0,0454 • 50 32 • 51,95 10-6
122. Активное сопротивление пусковой обмотки по продольной оси при X? =
= 75 С по (9.136)
_ 2,16 Fa ном 1 / сс^с ск.з7С^ \
'"•"J? /ф(. ♦ ,К Л,С )
2,16 4232 1 / 0,43 0,236 1 \
ю’ 50 0.0454 (1 - 0,4) \113 10-6-6 349.1 10"6 • 6 / °’°5’
Q = Ск з = 1.
123. Активное сопротивление пусковой обмотки по поперечной оси при х? =
®75 Спо (9.137)
г _ 2,16 Fa ном । / сс/с ск.з7’^ \ _
*" 10* /Фв 1 ^vc 4 чкзКс ) ~
_ 2,16 4232 1 / 0,43 0.236 1,7
108 50 0.0454 1 +0,4 \11310"* -6 349,1 • 10"“ 6
^сса активных материалов
124 Масса зубцов статора по (9.147)
= 7800/<.tltc6nl6z 1/2Z, =7800 30,1 10“2 0.93 7,4 10"2 X
х 2.15-IO"2 90 = 312,6 кг,
109
где
Я(£> + Лп1) _ Я- (90 10“2 + 7,4 • 10-2)
"г1'2 = -------Ь"'----------------й----------------
- 1,25 -10"’ = 2.15 • 10-2 м.
125- Масса ярма статора по (9 148)
та = 7800/ст1 kcir(D„ - ha)ha = 7800 30,1 10"2 • 0,93 • 3,14 X
X (118 • 10"2 - 6,6 • 10-2)6,6 10-2 = 504,1 кг.
126. Масса меди обмотки статора по (9.149)
mMi = 8900<73<t«„Zi 1/а = 8900 • 12,42 Ю“в • 24 90 • 1,488/2 =
= 177,6 кг
127. Масса меди обмотки возбуждения по (9-159)
mmf = 8900gy.^ 2Риу = 8900 • 51,95 • 10~6 101,36 • 10~2 • 2 • 6 • 32 = 1Ж
128- Масса меди стержней пусковой обмотки по (9-151)
тм.с = 89009c2p^lc = 8900-113-10"* -2-6-6 0,43 = 31 кг.
129. Масса меди короткозамыкающих колец по (9-152)
тм.к.з = 28 2hs — 2ds)2it —
= 8900 349,1 10"‘ (90 Ю-2 - 2 • 0,27 -10"2 - 2 • 0,2 • 10-2 -
- 2- 1.21 10"2)2»г = 16,9 кг.
130- Масса стали полюсов по (9.153)
тт = nO0lmkc.flp{hmbm + 0,8Лр6р) = 7800 37 • Ю"2 0,95 • 2 6 X
X (14.8 10-2 10,2 10-2 + 0,8 3,1 10~2 16,5 10~2> =631,3 кг.
131- Масса стали обода ротора по (9.154)
т. = = 7800 -47 10'2 3,14 X
X (90 - IO-2 - 2 0,27 IO"2 - 2 17,9 -10"2 - 4,5 10~2>4,5 10'2 = 254,»
132- Полная масса меди по (9.155)
тм = mM1 + + mM.c + ^м.кэ = 177,6+ 180 + 31 + 16,9 = 405,5 кГ;
133- Полная масса активной стали по (9.156)
mCT = mzi * mal + + mj- 312,6 + 504,1 +631,3 + 254,7 - 1702,7 Kr
ПО
Потери и КПД
134. Основные электрические потери в обмотке статора по (9 159)
Г,1 = ’"'/Йом'1(75) 10-3 = 3 ”-‘2 °-91 10"3 = 8,9 кВт.
135 Потери иа возбуждение по (9-161)
pf ~ ('/иом r/(7S) + 2Д1,«//яом) 10 3 =
= (2582 - 0,163 + 2* 1 258) 10-3 = 11,36кВт.
136 Магнитные потери в ярме статора по (9.162)
Р01 = *до₽1/50в^ (—) т«1 10 3 =
,/50 V
= 1,3 1,56 1,23 I — 1 504,1 1<Г3 = 1,55 кВт.
137 Магнитные потери в зубцах статора по (9.163)
'zi = *д2₽1/50В2Г 1/3 ) mZl 10”3 =
,/50 \1>3
= 1,7 1,56* 1,57* (- I 312,6 = 2,04 кВт.
\ 50 /
138. Механические потери по (9.164)
139 Поверхностные потери в полюсных наконечниках по (9-165)
/ Zin \*’5
рпов = 0,5 2parlik0 (-----} (Яо'у. 103)2 • 10“3 =
\ 10 000 / Zl
, -2 2 /90 500 Х1’5
~ 0,5 • 2 - 6 • 0,7 23,6 - 10 2 • 36 Ю"2 6 { - | х
\ 10 000 /
X (0,215 3,14 Ю“а • 103)2 Ю“3 == 0,97 кВт,
ГЦе
Й° = йб0(*б1 “ П = 0,86(1,25 1) =0,215-
111
140. Добавочные потерн прн нагрузке
/’доб = O-OOS/’ihom = 0-005 • 533 = 2,67 кВт,
где
^1ном = \/з*^ном41ом.ф 008 V’hom ' 10 3 =
= VT- 6000 57.1 0.9 1<Г3 = 533 кВт.
141. Общие потери прн номинальной нагрузке по (9-166)
~ ^*э1 + + Pgi + ^мех + ^пов + ^доб —
= 8,9 + 11.36 + 1,55 + 2,04 + 2,72 + 0,97 + 2,67 = 30,21 кВт.
142. Коэффициент полезного действия по (9 168)
ЕР 30,21
4 = 1- -------- = 1 - ----------= 0,94.
^1ном 533
Повышение температуры обмотки статора
143. Удельный тепловой поток на 1 м2 внутренней поверхности статора по
(9-169)
<7С-----------------------------------------------=
с TTDZi
/ °’36 \ а
[8,9-------- + 2,67 + 1,55 + 2,04 | 103
\ 1Л9/2 /
= ------------------------=---------------= 10 380 Вт/м2
3,14 -0,9 36 - 10~2
144. Превышение температуры внешней поверхности статора над температ^
рой охлаждающего воздуха по (9.170)
повс а (1 + 0,1 Гр) 80 (1 + 0,1 • 23,6)
145- Плотность теплового потока с внешней поверхности лобовых частей
AJ 440 • 102 • 4,6 10б 3,14-10"’
Qn =------------- = -------------т---------------35- = 849,7 Вт/м2. 1
70 Л1 46 10е 16,26 10 2
Удельная проводимость меди при 75 °C 70 = 46 Ю6 См/м; периметр паз»
(без учета клина) по рис. 9.44 = 16,26 • 10"2 м.
146. Превышение температуры внешней поверхности лобовых частей обмотК*
статора над температурой охлаждающего воздуха по (9.172)
112
n 13,3(1 +0»07vp) 13,3(1 +0,07-23,6)
147. Перепад температуры в пазовой изоляции обмотки статора (см. п. 30)
148. Среднее превышение температуры обмотки статора по (9 173)
06' »1 * In
(11 +38,6)0,36+ (11 +24,1)0,385 о
= ----------------------------------= 42,1 С-
1,49/2
Характеристики двигателя
149. Статическая перегружаемость по (9.176)
мтах
^НОМ
£п. 2’7
----------- к- с = ------ 1,02 = 2,32.
'Л"»*», 1,317 0,9
При МДС обмотки возбуждения ^уном<1 “ 2,12 по продолжению прямоли-
нейной части характеристики холостого хода находим EQt = 2,7. По рис. 9.43
при
xd* - V
EQ* Xq*
1.317 - 0,828
---------------= 0,22
2,7 0,828
находим fcp.c = 1,02.
150. Угловая характеристика М* = f (6) по (9.174)
М, = + — (—----------— \sin2fl =
*d. 2 xd. /
= — -----------— Vin2fi =
1,317 2 \ 0,828 1.317 /
= 2,05 an 6 + 0,224 sin 20.
Построенная по этому уравнению характеристика дана на рис. 9.50.
151- U-образные характеристики = построены по векторным диаграм-
мам для трех значений мощности =0,9; 0,5 и 0,2 (за базовое значение мощ-
ности принята мощность
Shom = -"С'ном.ф Л.ОМ.Ф • Ю-3 > з 3468 57,1 • 10'’ = 593 кВ А;
113
Рис 9.50. Угловая характеристика
Рис-9 51 Векторные дишраммы (к построению 0-образных характеристик)
за базовое значение ток» якоря принят номинальный ток 57 1 А) I
При ^1иом^1«мм “ ст*цОм °9> векторные диаграммы для трех лмы-
нмй тока/(j)." 0.95 /(Jje-09 и -0,93 представлены на рис 9Л1 1
Расчетные значения, необходимые дли построения векторных ratarpuw
определения тока возбуждения сведены В табл 9 1В (в относителы<ых единицах)
Ток возбуждения I, соответствующий номинальному току якоря вря
21иом, 6ил определен раньше (по ряс 9-49) Для друсттх значений мс>
lJ-обрмные характеристики строятся аналогично Характеристики приведены
152 Рабочее характеристики I Р М cottp TJ-flPj) при/у- м<> “2- 2 рчы
на рис 9 53
Из ряс. 9.52 при находим токи якоря для Р1ИОМ -0,9 (535 кВт) то*
=1 (57 I А), для Р1# = 0.5 (297 кВт) ток 2, - 0,82 (47 А) и для Р(й =0Л
(119 кВт) ток 19 « 0,7 (40 А) Расчет рабочих характеристик привелся •
табл. 9,19. При расчете потерь
пересчитываются электрические
рн обмотке статора и добавоят*
потеря (пропорционально Z2) Ос-
114
270.52
115
153. Пусковые характеристики. Ранее для пусковой обмотки были выбраны
круглые медные стержни. Проведенный расчет пусковых характеристик пока-
зал, что в этом случае получается низкий пусковой момент =0,61). В целях
повышения пускового момента заменяем четыре медных стержня из шести на
латунные того же размера. Проведем пересчет активных сопротивлений пусковой
обмотки.
Активное сопротивление пусковой обмотки по продольной оси по (9-136)
2,16 ^0ном *
108 /Фб 1 - *в
<сс Nc * ccNc >%
СК 3ТС(]
«к.з^
2,16 4250
108 50 0,0454
1-4-4310'
1 - 0,4
(4-2 + 1 - 4) * 113 10‘
1 23,6 10-а 1
349,1 10"® 6
= 0,092.
Активное сопротивление пусковой обмотки по поперечной оси по (9.137)
116
"3
s
2
2
Скольжение
-/12,34 8,49 -/6,54 4,94 -/1,52 2,16 -/0,33 1.34 -/0,103
117
-0,03 -/0,115 0,107 -/0,23 0.14+/0.1 -0,035 +/0,1 -0.075 -/0,005
рис. 9 54. Пусковые характеристики
2,16 4250 1 Г 1 • 4 43 10"1
10й 50 0.0454 1+0,4 I (4-2+1 4) 113 10 s
1 23 6 Ю~2 1,7 I
+ -----------2-------- I = 0,037.
349,1 • 10'® 6 J
Параметры (в относительных единицах), необходимые для расчета пусковых
характеристик,
у* = 0,038; хо^ = 0,313; = 0,126;
^, = 0.057; гм. = 0.092; ^. = 0.037;
*о. = 0.13; «„Л = >.187' «<,,.=0.697
Расчет пусковых характеристик сведен в табл. 9.20 По данным этой таблицы
на рис 9.54 построены характеристики.
Начальный пусковой момент Мм =1,07.
Начальный пусковой ток /п> =5,48.
Контрольные вопросы
1 - Как зависит активный объем синхронной машины от выбранных значений
индукции В<- н линейной нагрузки9 Что ограничивает предельные значения А
2 Какие типы обмоток применяются для статоров синхронных машин?
3 Какие противоречивые обстоятельства следует учитывать при выборе числа
’Убиов статора?
4 Когда и как осуществляется сегментировка магнитопровода статора9
5 Как выбираются и как укладываются в пазу проводники обмотки статора?
* осуществляется их витковая изоляция9
° Как выбирается воздушный зазор в синхронных машинах? Почему в явно-
ДЮсиых машинах воздушный зазор под краями полюса берут большим, чем
серединой?
119
7 . Для какой цели и где располагается демпферная (пусковая) обмотка? м*
вите разновидности демпферных (пусковых^ обмоток н требования к
их стержней (зубцов). °°Й' I
8 Укажите возможные значения магнитной индукции в различных учасц,
магнитопровода синхронной машины. -
9 Какое влияние на магнитное поле возбуждения оказывают продольна»
поперечная реакции якоря? J
10 - Как определяется МДС обмотки возбуждения при нагрузке машины?
11 Почему напряжение для питания обмотки возбуждения выбирается низкие
12 . Как выбираются и как укладываются на полюсе проводники обмот*
возбуждения? !!
13 Как изменяются внешние характеристики в зависимости от иагруЗКй1
14 . Как при данной нагрузке на валу синхронного двигателя можно регулипл.
вать cos<£? ;
15 . Что понимается под статической перегружаемостью синхронной машины’»
16 . Какой ток называется ударным током короткого замыкания? Его практц.
ческое значение.
17 Что представляют собой и каким скольжениям соответствуют начальный
пусковой и входной моменты’
Гпава десятая
ПРОЕКТИРОВАНИЕ МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА
10.1. СЕРИИ МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА
Машины постоянного тока общего назначения выпускаются серийно
Создание каждой новой серии представляет собой сложную научно-
техническую и экономическую задачу, решение которой ведется на
основе глубокого анализа тенденций развития электромашинострое-
ния и прогнозов показателей технического уровня разрабатываемых
машин, а также принимаются во внимание все достижения в области
проектирования и технологии. В серии должны быть учтены требования
международной стандартизации и приняты рациональные принципы
увязки мощностей с высотой оси вращения.
Рассмотрим основные этапы развития конструкторской мысли в
области машин постоянного тока. Первая общесоюзная серия машин
постоянного тока была создана в 1956 г. Она была названа серией П
В этой серии впервые была установлена нормализованная шкала номи-
нальных мощностей и номинальных частот вращения машин. Машины
серии П состояли из трех групп конструктивно подобных отрезков
серии: машины мощностью от 0,3 до 200 кВт (1—11-й габариты)» ма‘
шины мощностью 200-1400 кВт (12—17-й габариты), машины мой'
костью свыше 1400 кВт (18-26-й габариты).
Габарит машины определяется диаметром якоря, который нормали-
зован. Для каждого габарита устанавливаются две длины сердечника-
Исполнение двигателей единой серии П от 1-го до 11-го габарита
степени защиты соответствует IP22, по способу охлаждения —
120
Ви&Л
^Ис‘10.1. Машина постоянного тока типа П-92:
s> 16, 18 - крышки подшипников; 2 — передний щит; 3 - траверса; 4 - ша-
g Подшипник 70-313; 6 - крышка подшипникового щита; 7 - коллектор;
Ийй,станина"» 9 — добавочный полюс; 10 - якорь; 11 - главный полюс; 12 -
йод™ На валу; 13 - задний щит; 14 - вентилятор; 15 — болт Мб; 17 - ронико-
^ипник; 19 - вал; 20 — шпонка; 21 - жалюзи
121
или IC05. Возбуждение смешанное. На рис. 10.1 приведена тиццт.
для этой серии конструкция электрической машины.
Серия 2П, созданная к 1974 г., приблизительно через 20 лет ц0
создания первой серии П, спроектирована в полном соответствуй I
рекомендациями Международной электротехнической комйСг>
(МЭК).
Эта серия машин имеет следующие особенности:
принята единая шкала номинальных высот оси вращения мащщ^,
установочные размеры машины (рис. 10.2) однозначно увязаны,
высотой оси вращения, но не определяются мощностью машины; (
для каждой высоты оси вращения приняты три значения разм^
/ю> которым соответствуют три обозначения длины станины; S-^
коротких, М — средних и L — длинных машин.
Установочные размеры электрических машин приведены в
табл. П6.2 и П6 3. Принятые обозначения размеров: h — высота ои
вращения от нижней опорной поверхности лап до оси вала; Ь1о -
стояние между отверстиями под болты в лапах (торцевой вид); /10
расстояние от осн отверстия в лапе машины до упора (заплечика) сво
бедного конца вала; dj - диаметр основного свободного конца вала
dlc — диаметр отверстий под болты в лапах машин. Обозначения ра>
меров указаны согласно ГОСТ 4541-70.
Размеры /1 и di свободного конца вала не связывают с высотой
оси вращения, а выбирают в зависимости от наибольшего длительного
вращающего момента двигателя согласно табл. П6-4; размеры оддо-
и шпоночных канавок связаны с размерами 11 н dj.
Диаметры крепительных фланцев, регламентированные МЭК, приве
дены в табл. П6 5, а обозначения размеров — на рис. 10.2.
Двигатели серии 2П имеют сле^
дующие степени защиты (пс
ГОСТ 17494-87):
IP22 — с самовентиляцией С®®-
2ПА), независимой вентиляцией of
постороннего вентилятора
2ПН);
Рис. 10.2. Установочные размеры
постоянного тока серии 2П:
а - исполнение 1М1001; б -
ние 1М3101
122
Таблица 10.1
Форма исполнения
Диапазон габаритов
1М1001, 1М1011, 1М1031
1М2101, 1М2111, 1М2131
IM36O1, 1М3611, 1М3631
112, 132,160, 180, 200
180 и 200
112, 132, 160, 180, 200
IP44 — закрытое исполнение с естественным охлаждением (типа
2ПВ) и закрытое исполнение с наружным обдувом от постороннего
вентилятора (типа 2ПО).
Номинальные мощности соответствующих серий приведены в [11].
формы исполнения двигателей серии 2П в зависимости от габари-
jqb даны в табл. 10.1.
Двигатели серии 2П предназначены для работы как от источников
постоянного тока, так и от тиристорных преобразователей. Номиналь-
ные напряжения якорной цепи ПО, 220, 440, 600 В. Возбуждение не-
зависимое, номинальное напряжение возбуждения 110 и 220 В.
Двигатели мощностью до 200 кВт выпускают с номинальными ча-
стотами вращения 750, 1000, 1500, 2200, 3000 об/мин. Частота враще-
ния двигателей может регулироваться как изменением напряжения
якорной цепи, так и ослаблением поля главных полюсов. Увеличение
частоты ослаблением поля допускается до 3500 об/мин при номиналь-
ной частоте вращения 1500 об/мин или до 3000 об/мин при номиналь-
ной частоте вращения 1000 об/мин и ниже.
Двигатели серии 2П защищенного исполнения типов 2ПА и 2ПН
выполняют с изоляцией класса натревостойкости В, двигатели закры-
того исполнения типов 2ПО и 2ПБ — с изоляцией класса нагревостой-
кости F.
Конструкция двигателя серии 2П приведена на рис. 10.3.
Корпус станины имеет цилиндрическую форму, изготовляется из
яади марки €тЗ. К корпусу винтами привернуты главные и дополни-
Тельные полюсы с обмотками. Главные полюсы набраны из штампо-
ванных листов электротехнической стали марок 3411, 3413 толщиной
5 или 1 мм. Пакеты листов полюсов скрепляют заклепками. Сер-
^Ники дополнительных полюсов также выполняют из электротехни-
ческой стали 3411 или другой марки толщиной 0,5 мм или 1 мм. При
Осотах оси вращения до 132 мм сердечники дополнительных полю-
в выполняют нэ полосовой стали марки СтЗ. Обмотка главных по-
п^2в многослойная из медного провода круглого сечения марки
Обмотка дополнительных полюсов — из медного провода круг-
ов ° сечения марки ПЭТВ или прямоугольного провода марки ПСД-
в Ранные катушки главных и дополнительных полюсов пропитывают
с’^Ревостойких лаках, что обеспечивает их монолитность и влаго-
вкость уменьшает внутреннее тепловое сопротивление катушкн.
123
згв±4
Рйс. 10 3. Машина постоянного тока типа 2П-160М.
1, 16, 23 - крышки подшипников; 2 - щит подшипниковый; 3 - тРаве^
4 - лента защитная; 5 - балансировочное колесо; 6 - коллектор; 7 - коро®
выводов; 8 - станина; 9 - болт; 10 - шайба; 11 - якорь; 12 - обмотка
13 - диффузор; 14 - защитная лента; 15 -вентилятор; 17-1парикопсдшяЯ^?'
18 - подшипниковый щит; 19 - болт М10; 20 ~ шайба М10; 21 болт Мб, **
шайба Мб; 24 - вал; 25 - главный полюс; 26 - дополнительный полюс;
щетки
124
Таблица 10.2. Изоляция обмоток главных и добавочных полюсов машин
постоянного тока (А = 80 т 200 мм, напряжение до 600 В)
Позиция Наэна- на рис. чение Материал Число слоев Наименование, марка Тол- щи- Класс нагревостойкости иа, мм В F Н
1 Изоляция Эпоксидная смола 1 —
сердечника
(напыление)
2 Изоляция катушки Лакотканеслюдопласт 0,25 1 ГИТ-ПСБ-ЛСЛ гип-лсп-лсл гик-лск-лсл
3 То же Стеклянная лента ЛЭС 0,1 1 впол- нахлеста
4 Рамка Стеклотекстолит 0,5 1 СТ СГЭФ СТК
Изоляция обмоток главных и добавочных полюсов приведена в
10.2—10.3. Пакет якоря набирается из штампованных изолиро-
ванных лаком листов электротехнической стали марок 2211, 2312,
*4И, 3413 и др. толщиной 0,5 мм, напрессовывается непосредственно
На Вал и закрепляется между двумя нажимными кольцами, являющи-
еся одновременно обмоткодержателями для лобовых частей обмотки
нкоря
® пазы сердечника якоря укладывают обмотку. При дваметрах якоря
с° 200 мм пазы выполняют полузакрытыми овальной формы, зубцы -
^параллельными стенками. Обмотка якоря в этих случаях всыпная
эмалированных медных проводников круглого сечения, образующих
h ГКИе секции, которые легко можно уложить в пазы через сравнитель-
Узкие шлицы.
125
Таблица 10.3. Изоляция обмоток главных и добавочных полюсов машин
постоянного тока (А = 225 ^315 мм, напряжение до 600 Б)
Позиция Назначение на рис. Материал Число слоев Наименование, марка Толщина, мм Класс нагревостойкостн Класс нагревостой- кости В F Н В F, Н
1 Изоляция катушки Стеклянная лента ЛЭС 0,1 1 в полнахле- ста
2 Каркас Стеклолакоткань 2 1 ГИТ-ЛСБ-ЛСЛ ГИП-ЛСП-ЛСЛ ГИК-ЛСК-ЛСЛ
3 Рамка Сталь СтЗ 1.5 1
Стеклотекстолит 1,5 1 СТ СТЭФ стк
5 Скоба Сталь СтЗ 8-10 1
б Изоляция сердечника Слюдопластофолий Синтофолий F Синтофолий Н 0,15 0,16 7,5 ИФГ-Б
7 Прокладка между- витковая Асбестовая бумага Фенилоновая бумага 0,2 мм 0,3 0,2 X 2 1
8 Изоляция углов Стеклянная лента ЛЭС 0,1 1 вполнахле- ста
В серийных машинах мощностью более 30 кВт обмотку якоря выцОл
ня ют из прямоугольных обмоточных проводников в виде формовав
ных жестких секций. Все секции, принадлежащие одной катушке, изодц
руют общей пазовой изоляцией и укладывают в пазы прямоугольной
формы, что обеспечивает хорошее использование площади паза и сни.
жает трудоемкость обмоточных работ. Пазовую изоляцию обмоток с
мягкими и жесткими секциями выполняют согласно данным
табл. 10.4-10.6.
Обмоткодержатели крепят следующим образом: один упирается
в уступ на валу, а другой запирается кольцом, насаженным на вал по
горячей посадке. Вал из стали марки 45 имеет ступени"’ форму дщ
раздельной посадки на него сердечника якоря, коллек »ра и вентиля
тора.
Таблица 10.4. Изоляция обмотки якоря двигателей постоянного тока
(пазы овальные полузакрытые, обмотка двухслойная всыпная из круглого
эмалированного провода, напряжение до 600 Б)
Высота оси Позиция Материал Число Односторонняя
вращения, на рис. ---------------------------------- слоев толщина изоля*
мм Наименование, марка Тол- ции, мм
щи-
Класс нагревостой- на,
кости мм
В F Н
Пленкосзеклопласт
80 112 1 Изофлекс Имидофлекс 0,35 1 0,35
Пленкостеклопласт
132 200 1 Изофлекс Имидофлекс 0,25 2 0,5
2 ” 0,25 2 0,5
Примечание. Прокладку между катушками в лобовых частях обмотки в
полняют из изофлекса.
128
выбрасывается через отверстия в защитной
(выходного вала). Для рационального рас-
воздуха над активными частями машины
Коллектор состоит нэ коллекторных пластин, изолированных друг
уГа слюдяными пластинами, являющимися межламельной изоля-
°Т й Прн наружном диаметре коллектора до 250 мм коллекторные
Истины закрепляют пластмассой, которую впрессовывают во внут-
^ннее отверстие между пластинами и коллекторной втулкой, пред-
значенной для посадки коллектора на вал. В качестве армирующей
пластмассы используют пластмассу АГ-4С или Кб.
^Концы обмоток якоря впаивают в петушки коллекторных пластин.
Траверса щеткодержателей крепится с помощью болтов к подшип-
никовому щиту со стороны коллектора. Щеткодержатели изолированы
от подшипниковых щнтов текстолитовыми кольцами.
Аксиальную принудительную вентиляцию двигателя осуществляют
при помощи литого вентилятора, насаженного на вал со стороны при-
вода. Воздух забирается через жалюзи, выполненные в защитной ленте
со стороны коллектора, и "
ленте со стороны привода
пределения охлаждающего
Предусмотрен диффузор.
Со стороны коллектора на валу предусмотрено балансировочное
кольцо В подшипниковых щитах со стороны привода и со стороны
коллектора установлены шариковые илн роликовые подшипники.
Концы обмоток якоря и возбуждения выводят к болтам панели, раз-
мещенной в коробке выводов.
В конце 70-х годов было начато проектирование и в 1984 г. завер-
шено освоение новой серии 4П двигателей постоянного тока, на базе
которых создаются регулируемые электроприводы с высокими ди-
намическими и эксплуатационными показателями для нужд станко-
строения и других областей машиностроения. Двигатели серии 4П
имеют диапазон регулирования частоты вращения 1: 5 при регулирова-
нии магнитным потоком двигателя и 1 :1000 при тиристорном регу-
лировании напряжения в цепи якоря [ 13, 23].
Конструктивно эти двигатели выполнены закрытыми, со степенью
защиты IP44, с полностью шихтованным магнитопроводом статора,
запрессованным в круглый чугунный или алюминиевый корпус. Спо-
006 охлаждения - IC0041 (беэ вентиляции) или ICO 141 с поверхност-
ям охлаждением посредством вентилятора, установленного на валу
Цлигателя. При прямоугольном сечении пакета статора двигатели вы-
полняют без корпуса, способ охлаждения — IC06 или IC05.
условиям эксплуатации серия 4П выпускается для нормальных
Условий, соответствующих ГОСТ 15543-70, н для тяжелых условий
»Кс1и1уатации, соответствующих их работе в механизмах экскаваторов,
^Ровых установок, в оборудовании металлургического производства,
крановом оборудовании и др. Структура серии 4П приведена в
Ъбл 107
5‘И-Копылов и др. (кн.2)
129
Таблица 10.5 Изоляция обмотки якорн машии постоянного тока (пазы откуц
Часть обмотки Пози- ция на рис. Материал, марка Толщина, Класс нагревостойкости В F Н В F, н
1 Слюдопласго- фолий ИФГ-Б Синто- фолий F Синто- фолий Н 0,15 0,16
2 То же То же То же 0,15 0,16
3 Сгеклолакоткань ЛСП 0,15
Стеклотекстолит
4 СТ СТЭФ СТК 0,5
5 СТ СТЭФ СТК 0,5
6 ст СТЭФ СТК 0,5
Допуск на уклад
Общая толщина изоляции в пазу (без витковой, без вы
бандажной канавки)
Лобовая 7 Сгеклослюди- Пленка 0,15
7 8 нитовая пен- полиимид-
4 л та ная марки
гпр пм 0,05 X 3
---- 8 Стеклянная лента ЛЭС 0,1
Общая толщина изоляции катушки в лобовой части
Закрытые и обдуваемые двигатели мощностью до 10 кВт с регули-
рованием частоты вращения магнитным потоком составляют почти
2/3 общей потребности народного хозяйства в машинах постоянного
тока.
Для повышения технологичности конструкции двигателей серии 4П
и использования в их производстве технологического оборудования-
созданного под серию 4А асинхронных двигателей, магнитопрово?
статора этих машии унифицирован с пакетом статора асинхронны31
машин При такой конструкции магнитопровода статора машин
рнн 4П обмотка возбуждения укладывается в два паза в предела*
полюсной дуги основного потока, а во всех остальных пазах равно
мерно располагается компенсационная обмотка. Распределение 00
моток возбуждения и компенсационной обмотки в пазах магнитол?0
вода статора позволяет обеспечить полную компенсацию реакции якор
не только в режимах номинальной нагрузки, но и прн больших кра^
стях перегрузки по току якоря.
130
а обмотка из прямоугольного провода, h - 225 315 мм, напряжение 600 В)
"" число слоев Двусторонняя толщина изоляции
Класс нагревостойкостн по шири- не по высоте при н>с
в F-H 1 2 3 4
4 5 обо- 3.5 оборота 1,1 2,2 2,2 2,2 2,2
рота
0-6 0,3 0,6 0,9
1 I 0,3 0,6 0,6 0,6 0,6
1 1 0,5 0,5 0,5 0,5
1 1 0,5 0,5 0,5 0,5
1 1 0,5 0,5 0,5 0,5
КУ обмотки 0,3 0,5 0,5 0,5 0,5
соты клина или без высоты 1,7 4,8 5,1 5,4 5,7
1 вполнахлеста 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6
Тоже 0.4 0,4 0,4 0,4 0,4
(без витковой) 1 1 1 1 1
Распределение обмоток по пазам статора одновременно улучшает
теплоотдачу обмоток, позволяет увеличить плотность тока в обмотках
в°збуждения, компенсационной и добавочных полюсов и довести их до
Уровней, установленных для статорных обмоток асинхронных машин.
ПРИ применении шихтованного магнитопровода статора машин посто-
ЯИн°го тока уменьшается магнитная несимметрия и повышается комму-
таЧионная надежность двигателей в стационарных и динамических режи-
Улучшаются динамические показатели машины прн питании от
Роторных преобразователей напряжения.
•^и двигатели допускают работу без включения в цепь якоря де-
лительного сглаживающего реактора. Прн номинальной мощности
пульсация тока до 15%, а при увеличении коэффициента пуль-
и До 45% мощность двигателя должна быть снижена только на 10%.
ДРИс Ю.4 показана конструкция двигателя постоянного тока ти-
су *в которой детали и узлы максимально унифицированы с кон-
^^Циями асинхронных машин. Приняты одинаковыми внешние диа-
131
Таблица 10.6. Изоляция обмотки и к оря двигателей постоянного тока
разрезная с жесткими формованными катушками из провод марки
500 мм, напряжение до 1000 В]
пц
Часть Пози-
обмотки ция
Материал
Наименование, марка Толщина, мм
Класс нагревостой кости
F Н F Н
Стеклянная лента Полиимид- од 0,05
ЛЭС ная пленка ПМ
Бумага фениле- новая - 0,05
Полиимидная пленка ПМ 0,05
Бумага феиило новая 0,05
Стеклянная лента ЛЭС 0.1
Бумага фенило- новая 0,2
Стеклотек столит СТ ЭФ стк 0.5
То же стк 0.5
стк 0,5
Допуск на уклад- ку обмотки -
Общая толщина
изоляции в пазу
(без витковой,
без высоты
клина)
Лобовая 10
14
Стеклянная лента
лэс
Бумага фенило
новая
Полиимидная
пленка ПМ
Бумага фенило-
новая
Стеклянная лен-
та ЛЭС
Полиимид- 0.1 0,05
ная пленка
ПМ
0,5
0,05
0,05
Общая толщина
изоляции катуш-
ки в лобовой ча-
сти (без витко-
вой)
ямоуго»ныс открытые, обмотки двухслойная петлевая, волновая, лягушачья
нагревостойкости F) к ПСДК (класс нагревостойкости И), h = 355 -г
Число слоев Двусторонняя толщина изоляции, мм
Класс нагревостойкости по ширине при Un по высоте
F Н 2 3 4 5
1 впритык 1 в пол на- хлеста 0,2 0,2 0,4 0,4 0,8
1 впритык ОД ОД ОД ОД 0,4
3 вполнахлеста 0,6 0,6 0,6 0,6 1,2
1 впритык ОД ОД од од 0,2
1вполнахлеста 0,4 0,4 0,4 0,4 0,8
1 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4
1 - - - - 0,5 .
1 - - - - 0,5 \
1 — — — — 0,5
- 0,3 0,3 0,3 0,3 0,5
- 2,1 2,1 2,3 2,3 5,8
1 впритык 1 вполна- хлеста 0,2 0,2 0,4 0.4 0,4
1 Впритык ОД ОД ОД ОД ОД
вполнахлеста 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4
1 “Притык ОД ОД ОД ОД од
1вполнахлеста 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4
- 1.2 1,2 1,4 1,4 1,5
Таблица 10.7 Структура двигателей серии 4П
Исполнение Тип Высота оси вращения, ММ Номиналь- ный вра- щающий момент, Нм Способ охлажде- ния СтепенГ защиту
'—
Закрытые обдуваемые с нормальным регули- рованием 80 2,3 3,5 4,7
100 5,6 7,1 9,5 1С0141
4ПО 112 14 19 1Р44
132 25 35
160 47
Закрытые с естествен- ным охлаждением 4ПБ 100 112 1,2 1,6 2,4 7,1 9,5 1С0041 1Р44
132 160 14 19 25 35 1С0041
Широкорегулируемые с принудительной вен- тиляцией 4ПФ 112 132 53 71 95 118 140
160 180 200 190 236 280 355 475 560 1С05, 1С06 1Р23
710
225 850 1000
250 1250 1500 1С06
134
Продолжение табл. 10.7
Исполнение Тип Высота оси вращения, мм Номиналь- ный вра тающий момент, Н - м Способ охлажде- ния Степень защиты
- 280 1700
2120
Крупные двигатели доя тяжелых условий 355 3000 3750 1Р23
ЭКСПЛУатацйИ 4750
450 6000 9500 15 000
Рис-10 4. Машина постоянного тока серии 4П
1 корпус; 2 - магнитопровод статора, 3 - щит подшипниковый передний;
4 - сердечник якоря; 5 - вентилятор; б - кожух; 7 - коробка выводов; 8 -
коллектор; 9 токосъемное устройство
метры пакетов стали статоров и длины пакетов в обеих конструкциях.
Подшипниковые щиты на стороне, противоположной коллектору, ста-
нины, коробки выводов, вентиляционные и подшипниковые узлы,
Используемые в конструкциях серии 4А, могут быть применены в дви-
гателе серии 4П. Поэтому операции штамповки листов, сборки пакетов
статора и ротора, запрессовки их в станину и на вал осуществляются
На оборудовании, предназначенном для производства асинхронных
Читателей.
Воздушный зазор в рассматриваемых конструкциях выполняется
Р^Номерным, без увеличения его под краями главных полюсов. За-
Р также может быть принят равным воздушному зазору асинхрок-
°н мащины, что позволяет уменьшить ток возбуждения. Исполнение
135
двигателя по степени защиты IP44 повышает надежность этих двигз
телей в эксплуатации.
Конструкция изоляции обмоток якоря и статора двигателей cenu
4П соответствует изоляции асинхронных машин серии 4А и
постоянного тока серии 2П. Класс нагревостойкостн изоляции обм0
ток: F — для магнитной системы и Н — для якоря.
Сравнение степени использования объема двигателей постоянного
тока серии 4П и асинхронных двигателей серии 4А показывает,
мощность двигателя постоянного тока унифицированной конструкции
равна приблизительно 2/3 номинальной мощности асинхронного дви
гателя серии 4А при той же высоте оси вращения. Однако по сравнению
с двигателями серии 2П достигнуто значительное снижение расхода
активных материалов на единицу мощности. Например, в диапазоне
мощностей от 15 кВт до 20 кВт расход обмоточной меди в двигателях
новой серии на 20-30% меньше, чем в двигателях серии 2П [13, 23]
10.2. ЗАДАНИЕ НА ПРОЕКТИРОВАНИЕ МАШИНЫ
ПОСТОЯННОГО ТОКА
Расчет и проектирование электрической машины являются сложной
инженерной задачей. Конструктор должен хорошо знать общую теорию
электрических машин. Он должен учитывать все требования к кон-
струкции машины, знать современную технологию электромашина
строения, теорию прочности и надежности машин. Если эту задачу реша-
ет студент, то он должен уметь использовать опыт ироектных н кон-
структорских организаций, изученный им во время производственной
практики. Нужно помнить, что вся конструкторская документация на
машину должна быть исполнена в соответствии с требованиями ГОСТ
или отраслевых стандартов.
В соответствии с государственными стандартами разработка любого
изделия всех отраслей промышленности определяется техническим за
данием, в котором устанавливаются основное назначение, технически®
характеристики, показатели качества и технико-экономические требо-
вания, предъявляемые к проектируемому изделию, соответствие его
мировому техническому уровню.
В техническом задании на проектируемую машину постоянного то-
ка указываются следующие данные:
номинальная мощность машины, кВт;
номинальное напряжение сети. В;
номинальная частота вращения, об/мин;
род возбуждения;
исполнение по степени защиты, способу монтажа и способу охл8*'
дения;
условия эксплуатации при воздействии климатических и механй4’
ских факторов;
136
номинальный режим работы и допускаемое превышение температу-
класс изоляции по нагревостойкостн;
Р Диапазон регулирования частоты вращения путем изменения напря-
жения сети, ослабления поля главных полюсов;
массогабаритные характеристики;
требования к коммутации;
дополнительные требования, например показатели надежности и
долговечности, значения КГЩ при номинальном режиме и определен-
ном коэффициенте нагрузки и др.
При задании указанных величин вся последовательность расчета и
проектирования машины постоянного тока соответствует установлен-
ным практикой электромашиностроения принципам проектирования
машин общего назначения. На основе электромагнитного теплового и
вентиляционного расчетов может быть спроектирована машина, со-
ответствующая специальным требованиям к конструкции и ее харак-
теристикам.
Курсовой и дипломный проекты следует рассматривать как творче-
ское мн.тинндужльное задание. При выполнении этих работ студент дол-
жен показать умение мыслить творчески, изобретательно и неординар-
но решать инженерные задачи, активно использовать полученные им
в вузе теоретические знания, правильно разрешать возникающие про-
тиворечия и выбирать лучший вариант, удовлетворяющий всем требо-
ваниям технического задания.
10.3. ВЫБОР ГЛАВНЫХ РАЗМЕРОВ
По формуле "машинной постоянной” (1.1), устанавливающей связь
между размерами машины и электромагнитными нагрузками, опреде-
ляют произведение D4, где D — диаметр якоря и I — длина якоря.
При расчете Z)2/ предварительно выбирают индукцию в воздушном за-
3ope5g, и линейную нагрузку А. Для определения главных размеров
с и I задаются либо отношением X. = 1/D, либо одним из размеров. При
проектировании машин первых серин и их модификаций не устанавли-
Валась связь между диаметром машины и установочными размерами,
поэтому выбор главных размеров машины определялся на основании
Р^омендаций, устанавливающих экономически целесообразные зна-
ия отношения X = //£>. Полученные при расчете диаметры якоря
РУглялись до ближайшего стандартного значения, выбранного по
Диаметров якорей серийных машин.
^мащИНы постоянного тока современных серий имеют единую шка-
высот оси вращения. При заданной высоте оси вращения h внешний
Men К0РпУса машины постоянного тока не может превьппать раз-
- ге ° Обычно этот диаметр должен быть не более £>ви = 2й —
^-10)10“3 м.
Д,аннь1м многих типов и конструкций машин постоянного тока
С1Ггельная радиальная высота магнитной системы (£>ви - £>)/£> =
137
Рис. 10.5. К определению отно-
шения внешнего диаметра ма-
шины к диаметру якоря
Рис. 10 6. Зависимость X от диаметра якоря для машин различных серий
= д является функцией числа полюсов. Область значений этой функции
для различных чисел полюсов приведена на рнс. 10.5. Пользуясь
рис. 10.1 и рис. 10.5, можно определить предварительное значение два
метра якоря. Значение D необходимо уточнить после составления эскй
за магнитной системы н межполюсного окна. Далее по (1.1) н уточнен
ному значению D устанавливают расчетную длину якоря I.
Так как традиционный способ определения главных размеров ма-
шины через отношение длины якоря к его диаметру более удобен, на
рис. 10.6 приведены зависимости X от диаметра якоря для машин по-
стоянного тока серий 4П, 2П, П н ПН, полученные путем расчета ука-
занного показателя реальных машин. Прн выборе отношения X необхо
димо иметь в виду, что с увеличением длины машины уменьшается от
носительная длина лобовых частей, возрастает КПД, снижается момен7
инерции якоря, но при этом ухудшаются условия охлаждения и ком
мутации машины.
Электромагнитная мощность. В (1.1) в качестве расчетной принята
электромагнитная мощность Р*. Однако истинное значение электрона1
нитной мощности можно определить только после полного
электрической машины — на этапе расчета.ее характеристик. Поэтом?
мощность Рг определяют по номинальной (заданной) мощности/W
н предварительно принятому значению КПД.
Зависимость КПД от номинальной мощности для машин обШ
назначения приведена на рис. 10-7.
Для генераторов расчетная мощность принимается равной:
р' = V™;
для двигателей
138
рис 10.7. Зависимость КПД м постоянного тока от мощности машины
Р9 - Лд^’ном/’Уиом
(10.2)
Значения коэффициентов )кя приведены в табл. 10.8, там же
даны значения коэффициента определяющего отношения тока воз-
буждения к току якоря.
Для электрических машинцего назначения можно определить
электромагнитную мощность прмуле
р1 _ в 1 + ^ном
г гном —“ »
^ном
где Чюм - КПД (рис. 10-7).
(10.2а)
Таблица 10.8. Значения коэффиов кт, йд, йв
Мощность машины, t .
кВт кг *Д *в
Ме«ее1 1,4-1,15 0,65 -0,85 0,2-0,08
[~10 1,2—1,1 0,82-0,95 0,1-0,025
Ji?100 1,15-1,06 0,85-0,97 0,035-0,02
100-1ооо 1,06-1,03 0,93-0,98 0,02-0,005
Выбор коэффициента полко перекрытия. Расчетный коэффн-
ент полюсного перекрытия тк следует из (1.1), оказывает влия-
н е На степень использован нянины: с увеличением возрастает
Hia 0ЛЬЗ°ВаНие машины- Одиаки чрезмерном увеличении умень-
ЧаГСЯ ШнРина межполюсного i (т — fep), возрастает поток рассея-
Главных полюсов, увеличив! проникновение поля главных полю-
зону коммутации, уменься коммутационная надежность ма-
139
Рис. 10.9. Зависимость линейной нагрузки от диаметра якоря
Для машин общего назначения с добавочными полюсами значение
устанавливается в пределах 0,55—0,72, без добавочных полюсов
ад= 0,6-0,85.
На рис. 10-8 приведены зоны предельных значений для машин о&
щего назначения при числе полюсов 2р> 4.
Выбор электромагнитных нагрузок. Согласно (11) увеличение
электромагнитных нагрузок А и В& приводит к улучшению использо-
вания объема якоря. Однако с ростом линейной нагрузки А увеличи
вается нагрев якоря и машины, ухудшается коммутация, с ростом
Bg насыщаются отдельные участки магнитной цепи.
Таким образом, оптимальные значения электромагнитных нагру
зок невозможно выбрать на начальном этапе расчета электрической ма-
шины. Этот выбор, как правило, основывается на данных, полученных
в результате анализа ранее разработанных серий машин постоянного
тока или путем расчета н сравнения ряда вариантов.
Рекомендуемые значения А и Bg для машин общего назначения при
ведены на рис. 10.9 и 10.10. При выборе линейных нагрузок необхо-
димо учитывать, что для хорошо охлаждаемых машин можно выбрав
более высокие значения линейных нагрузок; для тихоходных маши*-
работающих с перегрузками
частными реверсами, необходимо при-
нимать уменьшенные значения линей-
ных нагрузок. Выбранные знамен#
электромагнитных нагрузок
корректируются после расчета Р®*1
вариантов выбора главных размер0
геометрии зубцовой зоны и обмотс*
Рис. 10.10. Зависимость индукции в »°зда^
ном зазоре от диаметра якоря
140
104. РАСЧЕТ ОБМОТКИ И ПАЗОВ ЯКОРЯ
р § 3.13 даны исходные рекомендации по выбору и расчету обмоток
1йН постоянного тока. Тип обмотки и число параллельных ветвей
М ределяют, нсхоД* из принятого числа главных полюсов 2р и тока па*
отдельной ветви 1а. Число главных полюсов машин постоянного то-
а общего назначения в зависимости от диаметра можно принимать:
2р=2 при £> до 100 мм и 2р=4 при D~ 112-г 500 мм.
' Для расчета числа параллельных ветвей определяют предваритель-
ное значение тока якоря, А:
_ - ним ч
для генераторов I = —------(1 + къ);
для двигателей I - —(1 - кв).
(10.3)
Значения коэффициентов кв приведены в табл. 10.8.
Исходя из принятого числа главных полюсов 2р, предварительного
значения тока якоря 7 и допустимого тока параллельной ветви 1а =
= 250 -j- 300 А согласно данным § 3.14 принимают тип обмотки. Прн
токах якоря до 600 А выбирают простую волновую обмотку, от 500
до 1400 А — простую петлевую обмотку.
Число проводников обмотки якоря
tf = (Air£>2n)/7. (10.4)
Согласно рекомендации § 3.14 и ориентировочным значениям зуб-
цового деления tz определяют число пазов якоря:
г = яо/г2г (Ю.5)
Ориентировочные значения t, дня различных высот оси враще-
«1едуюшие: 21
*•«« 80-200 225 -315 355-500
Ю-20 15- 35 18-40
* д.,сл<| эффективных проводников обмотки в пазу N/Z должно быть
условных обмотках четным числом.
I inj/ Условиям коммутации пазовый ток 7П ~AtZ1 не должен превы-
1 д^5ОО-16ооа при D< 1000 мм.
в” Р004613 числа коллекторных пластин К н числа секционных сто-
ПазУ целесообразно рассмотреть несколько вариантов выпол-
°бмотки. Результаты расчета удобно представить в виде таблицы
141
№вари-
анта “п
К =«nZ
N
wc=----
2К
2^ОМ
~К ~~
Ц< ср ~
При сравнении вариантов следует учесть, что в двигателях с полу
закрытыми пазами всыпная обмотка из круглых проводников можи
иметь дробное число витков секции wc = NflK, так как в этом случи
допускается выполнение секций, расположенных в одном пазу с раз-
ным числом витков. Например, в некоторых машинах серии 2П пр
волновой обмотке с = 3 число витков в секциях принято равным
1-2-1, 2-1-2, 5-4-5.
При открытых пазах и проводах прямоугольного сечения значения |
wc должны округляться до ближайшего целого числа. ।
Максимальное число коллекторных пластин К = u^Z должно оце-1
ниваться по минимально допустимому значению коллекторного де-
ления, которое в зависимости от диаметра коллектора должно быть
не меиее: i
DK, мм......... 125 140-280 315-500
/к, мм ....... 3 3,5 3,8
Для серийных машин без компенсационной обмотки допускается
tk.cp Д° 16 В, для машин с компенсационной обмоткой С7к.ср <20В,
для машин малой мощности (до 1 кВт) UK Ср < 25 -г 30 В. Для расчет3
коллекторного деления гк необходимо выбрать внешний диаметр
коллектора DK из следующего ряда по ГОСТ 19780-81: 56, 63,71»®
90, 100, 112, 125, 140, 160, 180, 200, 224, 250, 280, 315, 355,**
450 мм.
Диаметр коллектора DK при открытых пазах якоря должен В**
даться в пределах
DK = (0,65-гО,7)Р.
Прн полузакрытых пазах якоря и отсутствии петушков на ко^
Т0Рб
Рк = (0,65^-0,8)£).
ййУ*
После выбора варианта обмотки необходимо уточнить лив
нагрузку t
142
2 иц Z w
Л ' nD
(Ю.8)
корректировать расчетную длину машины.
^Поперечное сечение эффективного проводника обмотки якоря, м2,
9 = , (10.9)
- плотность тока, А/м2
где •'о
Плотность тока предварительно выбирают, используя зависимости
лроиэведения AJ от класса нагревостойкостн изоляции (рис. 10-11),
достроенные по данным серийных машин постоянного тока.
Ддя всыпных обмоток якоря с полузакрытыми пазами следует
выбрать круглый провод марки ПЭТВ прн классе нагревостойкости В.
При классе нагревостойкости Н могут быть применены провода марки
ПСДТК Диаметр изолированного провода не должен превышать
1,8 мм
Эффективные проводники всыпных обмоток обычно состоят из
нескольких элементарных проводников. Число элементарных провод-
ников и сечение элементарного проводника q определяют из ра-
венства
9в=^лЧэл. (10 10)
^эл должно быть целым числом.
Сечение н размеры прямоугольных проводников обмоткн якоря
С открытыми пазами определяют при расчете размеров паза и зубца.
Форма паза и геометрии зубцовой зоны в целом зависят от диамет-
ра якоря, типа н конструкции обмоткн.
Наиболее целесообразной с точки зрения технологии обмоточных
Работ формой паза является открытый паз с параллельными стенка-
При прямоугольной форме проводников эти пазы имеют высокий
р*Ффициент заполнения.
иДнако при открытых пазах увеличивается коэффициент воздуш-
зазора, возрастают пульсация магнитного потока н зубцовые гар-
Ческис электромагнитного момента. Увеличиваются также ио-
5еМр0Стные н пульсационные добавочные потерн в магнитной сн-
1Гл ^астн применения полузакрытых и открытых пазов указаны
Чуск^1 ^аметрах якоря до 50 мм для упрощения формы штампа до-
п ется применение пазов круглой формы.
ВЬ1браниой форме паза исходной величиной в расчетах гео-
зубцовой зоны является площадь паза, которая должна быть
‘Чря°ЧНой только для размещения в пазу проводников обмоткн
’ изоляции н крепления.
143
Рис. 10.12. Зависимость высоты т за 01
диаметра якоря
Рис 10 11. Зависимость произведения AJ от диаметра якоря
Овальные пазы якоря. При овальной форме паза зубцы выполи
ют с равновеликим по высоте сечением (рис. 10.12). Ширина зубщ
предварительно
1 / ^c^z *
(ЮН)
где Bz - допустимое значение индукции в зубцах, Тл; кк - коэффи-
циент заполнения пакета якоря сталью (см. табл. 8.11).
Значения магнитной индукции В z в зависимости от частоты пере-
магничивания, степени защиты н способа охлаждения могут быть при
няты согласно данным табл. 10.9.
Высоту паза йп предварительно выбирают согласно рис. 10.13. Пред
варительно выбранные значения размеров паза уточняют на основании
расчетов индукций в соответствующих участках магнитной цепи 3j£
новой зоны и размещении обмоток в пазах. Одновременно необходв
мо иметь в виду, что высота ирма якоря hj (см. рнс. 10.12) дол*88
Таблица 10.9
Исполнение дви- гателей по степе- ни защиты и спо- собу охлаждения Магнитная индукция Bz ,Тл при частоте i ei гничиваявя Гц
100 75 50 25ин«*^_
IP22, IC01,1С17, IP44,1С37 1,65-1,85 1,75-1,95 1,85-2,05 1,9-2,1
1Р44,1С0141 1.4-1,6 1,5—1,7 1,55-1,75 1,6-1.8
IP44,1С0041 1,3-1,5 1,3-1,6 1,5-1,7 1.55-1.’^
144
10-13. Размеры полузакрытых пазов
Дальней формы
бьггь более или равной значению hjmin,
при котором магнитная индукция в
спинке якоря является предельно до-
пустимой (табл. 10.10),
Минимальная высота спинки якоря
Р“на:
hi тт = ф/ <2'М + Мк/3, (Ю.12)
где Ф магнитный поток в воздушном зазоре, Вб; I - длина пакета
якоря, м; dK — диаметр аксиальных вентиляционных каналов, м.
Обычно магнито проводы якорей с овальными пазами выполняются
без аксиальных каналов, и только в некоторых случаях при высотах
оси вращения h > 200 мм и диаметрах якоря свыше 200 мм выпол-
няется один ряд аксиальных каналов.
При расчете йп н h- необходимо задаться значением внутреннего
диаметра листов якоря £)0 (см. рис. 10.12). Это значение приближенно
определяют по формуле
* 27 V Рном/Ином'- (10.13)
Таблица 10.10
Исполнение двигателей Магнитная индукция В-, Тл, при частоте перемагни- По степени защиты и чивания, Гц СПОСпК.,
50-100 до 50
!?2,1С01- Н»22, 1С17, IC37 1,4 1,45
ICO 141 1,15 1,2
1С0041 1,05 1,1
Примечание. ^«•Чить на 0,2 Тл При числе полюсов 2р — 2 предельные значения Bj можно
145
Таблица 10.11
й, мм 90 ПО 112 132 160 180 200
D, мм 90 106 ПО 132 156 180 200
Do, мм 24 28 38 50 55 60 65
Для машин серии 2П внутренний диаметр £)0 можно определить
по табл 10.11.
Прн выбранной ширине зубца bz н установленном значении йп Ои.
ределяют размеры и площадь сечения паза
высота шлица йш « 0,5 4- 0,8 мм;
ширина шлица принимается больше суммы максимального диаметра
изолированного проводника и двусторонней толщины изоляции.
больший радиус
тг(в - гйш) — z bz
меньший радиус
тг(р -2М - гь7
г, =------------------
расстояние
= hn hw rt - r2; (1016)
площадь паза в штампе
s„=— (г? +г’) + (г. + г2)Лг (10 17)
2 1 2
площадь сечення пазовой изоляции
5ИЗ = Ьиз(2лГ1 + тгг2 + 2ht); (10 18)
площадь пазового клина и изоляционной прокладки между слоями
обмотки
SK = (3*5)п; (1019)
площадь поперечного сечення паза, заполненная обмоткой,
S.IC,=S„ S„:1SK, (1020)
площадь поперечного сечения обмоткн, уложенной в одни паз,
146
”эл “п w*
(10.21)
^и3 диаметр одного изолированного провода: п,п — число эле-
2ентарных проводников в одном эффективном проводнике; wc -
чйСП0 витков в секции; ип — число секционных сторон в пазу, к3 —
коэффициент заполнения паза изолированными проводниками. к3 -
5=0 68 "0,72; г>из — толщина пазовой изоляции.
Если площадь поперечного сечення паза Sn о больше площади по-
перечного сечения обмотки So, то необходимо выбрать проводники
большего диаметра и снизить плотность тока Ja обмотки якоря.
Если So > Sn о» то требуется увеличить плотность тока и выбрать
проводники меньшего сечения, чтобы обеспечить коэффициент запол-
нения паза к3 не более 0,72.
Средняя длина полувитка секций обмотки якоря с овальными паза-
ми и всыпнымн обмотками, м,
4» ср = + ^п» (10.22)
тде /п _ длина лобовой части, м; /п - длина якоря, м
Средняя длина лобовой части:
при 2р ~ 2
/л = 0,9т; (10 23)
при 2р = 4
/п = (1,2-5-1,3) т. (10.24)
Сопротивление обмотки якоря. Ом,
-----------. (10.25)
” <2“ >4
ГДе удельное сопротивление меди при расчетной рабочей темпе-
ратуре.
Масса меди, кг,
«ма = 8900/с cpNqa . (10.26)
Прямоугольные пазы якоря. Прн прямоугольной форме паза
1014) предварительно задаются высотой паза йп (см.
Рис 10.13). Ширина зубца в минимальном сечении bZ3 (у основания
°аза) определяется допустимой индукцией В % max ’ значения которой
м°Жно принять по табл. 10.12.
Якоря машин постоянного тока общего назначения с прямоуголь-
^Мн пазами при диаметрах свыше 200 мм имеют аксиальные венти-
147
Рис. 10.14. Размеры пазов прямоугольной
формы
Рис. 10.15. К расчету и проектированию секций обмоток якоря
Таблица 10.12
Исполнение двигате- лей по степени защи- ты и способу охлаж- дения Магнитная индукция В? , Тл, при частоте перемаг- нишвания, Гц ‘ 100 75 50 Др 25
IP22,1С01,1С17,1Р44, IC37 1,9-2»! 2-2,2 2,1-2,3 2,2-2,4
IP44,1С0141 1.6—1,8 1,7-1,9 1,8-2 1,9-2,1 1
1Р44, IC0041 1,5-1,7 1,6-1,8 1,7 1,9 1,8-2
ляционные каналы. При диаметрах до 300 мм достаточно выполнить
один ряд каналов дваметром от 15 до 22 мм при числе каналов рт 18
до 25.
При диаметрах от 300 мм до 500 мм выполняют два ряда каналов
диаметром от 24 до 34 мм с числом каналов от 24 до 30.
Прн диаметрах якоря до 500 мм пакет магнитопровода насаживают
непосредственно на вал. Внутренний диаметр сердечника в этом случае
принимают ориентировочно равным Do ъ G,3D или рассчитывают по
формуле (10.13).
Размеры паза йп и Ьп н спинкн якоря h. уточняют после проверки
индукции в спиике якоря В., которая не должна превышать предел»
ных значений, приведенных в табл. 10.10.
Прн креплении обмоток в пазах якоря клиньями (рис. 10.14) вы
сота клина йкп принимается равной приблизительно 4 мм, высота
шлица йш = 1 мм.
148
После выбора размеров паза и зубца определяется максималь-
ная ЩИрина проводника с изоляцией:
М ~ *нз)/“п-
(10.27)
При скосах пазов на одно или половину зубцового деления расчет-
„vjo ширину паза в формуле (10.27) необходимо уменьшить на 0,1 мм.
У Предельно допустимые значения высоты проводника с изоляцией
равны-
впр ~ ~ ^И3 “ ) (2и’с) *
(10.28)
где н’с - число витков в секции. Для уменьшения эффекта вытеснения
тока в проводниках обмотки якоря, вращающегося в магнитном поле,
принимается высота элементарного проводника не более 4 мм прн
/ > 100 Гц, 7 мм при f « 50 Гц, 10 мм при / < 25 Гц. В этом случае
допускается разделить эффективный проводник по высоте на два эле-
ментарных проводника, каждый из которых имеет высоту, не превы-
шающую допустимый размер по высоте для данной частоты.
По размерам впр х £Пр необходимо выбрать по табп. ПЗ.З стан-
дартные размеры и сечение проводника.
Обмотки якорей с прямоугольными пазами выполняют из провод-
ников прямоугольного сечения марки ПЭТВП прн классе нагревостон-
кости изоляции В и ПЭТП-155 при классе нагревостойкости изоля-
ции F.
Все типы двигателей серии 4П выполняют с изоляцией класса нагре-
востойкости F.
Если провода имеют круглое сечение, то прн классах нагревостой-
кости изоляции В н F выбирают марку ПСД, прн классе нагревостой-
кости Н - ИСАК.
После проверки размещения всех проводников обмотки якоря в
пазу с учетом клина, пазовой и витковой изоляций уточняют размеры
которые округляют до ближайшей большей десятой миллиметра.
По выбранному сечению проводника определяют плотность тока,
А/м2,
(10.29)
И пРоизведение A Ja , А2 /м3.
Полученное значение произведения AJa необходимо сравнить с ре-
комендованными (см. рис. 10.11). Если AJa превышает допустимые
эикЧения’ то необходимо увеличить площадь паза и, повторив расчет
гоцовой зоны и размеров проводников, установить окончательные
Ремеры паза.
Размеры секций обмотки якоря (рис. 10.15) определяют по черте-
Пакета якоря и обмоточным данным.
149
Длины передвего и заднего Z2 вылетов секции равны:
11 = /3 + а + Ь\
/г = /4 + а + с.
где а — прямолинейный участок секции с учетом радиуса изгиба
в зависимости от напряжения значения а равно:
U, В...... 250 500 750 1500
с.м . . 0,013 0,015 0,019 0,025
Ь — прямолинейный участок концов секции, который при перекручен
ньп проводниках секции равен 0,015-0,02 м, прн расплющенных кок-
цах секции 0,04 м, прн выполнении секции без скрутки проводников
0,012—0,015 м; с — прямолинейные участки лобовых частей передней
части секции (с учетом радиуса изгиба).
с = 0,004 + г + йкт.
Прямолинейные участки лобовых частей передней части секции
тп = ls и задней pq = 16 равны :
/« = Jaf^/C^cosa); l6 = yiti l(2cosa) - (10.30)
Соответственно вылеты /3 и /4 равны-
h=y2tztga]2\ 14 = yit^tga/l, (10 31)
где
^t=Z/2p±e; У2=У-У1^
Шаг tg предварительных расчетов
t'z = ъ(Р -2h„)IZ. (10.32)
Угол а определяют согласно рис. 10.15:
sin а = (fei + 6я)/г^, (10 33)
где Ьп - толщина катушки в лобовой части; Ьп 1,2дп; 6Л — расстоя
ние между лобовыми частями двух соседних катушек:
= (0,4-МО) • 10-3 м.
Длина полувитка обмоткн якоря, м,
/аср «/п + 2л + /5+ /6+Ь+ с. (1034)
Сопротивление и массу обмотки определяют соответственно п°
(10.25), (10.26).
150
1O5. РАСЧЕТ ВОЗДУШНОГО ЗАЗОРА ПОД ГЛАВНЫМИ ПОЛЮСАМИ.
КОМПЕНСАЦИОННАЯ ОБМОТКА
Воздушный зазор под главными полюсами является одним из глав-
размеров машины, хотя выбирают его часто исходя из техно логи-
^ких н конструктивных соображений. Действительно, от размера это-
зазора зависят основные характеристики машины, а также потен-
доалъные условия на коллекторе, допустимый диапазон регулирова-
иля частоты вращения и т. д.
Поскольку в машинах постоянного тока, за редким исключением,
щетки устанавливаются строго по линии геометрической нейтрали,
а магнитная цепь насыщена, то при расчете магнитной цепи машины
рассматривают только поперечную составляющую реакции якоря и
влияние ее на магнитное поле в воздушном зазоре.
Расчет размагничивающего действия поперечной реакции якоря
производят по переходной характеристике В$ = <p(F$ + Fz + F.)
(рис. 10 16), построенной по результатам расчета магнитной цепи
(см. табл 10.19) Прн нагрузке под действием поперечной реакции
якоря магнитное поле в воздушном зазоре искажается, под одним
краем полюса индукция уменьшается, под другим возрастает. Точки
d и /, отстоящие от ординаты ab на расстоянии 0,5Л£>р (где Ър — ши-
рина полюсной дуги), определяют значения В^т1п и В§тах под края-
ми полюсов, а кривая daf — распределение индукции в воздушном
зазоре на протяжении полюсной дуги.
Среднее значение индукции в воздушном зазоре в этом случае мож-
но определить по формуле, известной нз общего курса теории элект-
рических машин:
(10 35)
В8ср “ +4B6 +
гДе Bg — индукция в воздушном зазоре в режиме холостого хода.
Для определения МДС размагничивания поперечной реакции якоря
Fqd необходимо ось ab криволинейного четырехугольника edafh смес-
ить по осн Fна отрезок Ы> . В масштабе МДС этот отрезок опре-
деляет размагничивающее действие реакции якоря.
Как видно нз рис. 10.16, поперечная реакция якоря нарастает от
средины полюсной дуги к его краям. Прн значительной поперечной
Реакции может произойти опрокидывание попя под одним краем
олюса точка d сместится по кривой индукции (рнс. 10.16) в об-
Сть отрицательных значений В§.
Так как поле реакции якоря замыкается по контуру зубцы якоря,
иНка якоря, воздушный зазор, полюсный наконечник, то воздуш-
и зазор выбирают таким, чтобы индукция В§ на протяжении всей
йеной дуги не изменяла своего направления. Обычно это условие
п°Лняется на всех рабочих диапазонах изменения тока якоря и
151
Рис. 10.16. Переходная характеристика машины постоянного тока
Рис. 10 17. Зависимость длины воздушного зазора от диаметра якоря
индукции в воздушном зазоре, если воздушный зазор 5 находится
в пределах, указанных на рис. 10-17.
В целях снижения реакции якоря под краями полюсов воздуш-
ный зазор может выполняться эксцентричным или с приподнятыми
краями полюсов (рнс. 10.18). В этом случае воздушный зазор может
быть рассчитан по формуле
5расч = ^51, (10.36)
где к = V 5а/Si - 1/arctg V 5г/51 1 — коэффициент приведения
неравномерного воздушного зазора, имеющего размер 51 под середи-
ной полюса и 5г под краем полюсного наконечника.
В машинах серин 4П, в машинах старых серий прн диаметрах якоря
свыше 300 мм, а также в машинах с широким диапазоном регул Ярова
ния частоты вращения и большой кратностью перегрузок для компен
сации поперечной реакции якоря в зоне полюсной дуги применяют
компенсационную обмотку.
Конструктивно компенсационную обмотку выполняют в виде
однослойной катушечной, а в крупных машинах — в виде стержневой
обмотки и укладывают в пазы наконечников главных полюсов
(рис. 10.19) или в пазы статора (см. рис. 10.4) в машинах серии 4П
Схема выполнения компенсационной обмотки приведена ва
рис. 10.20, где буквами N и S обозначена полярность добавочных п°'
ЛЮСОВ.
Прн расчете компенсационной обмоткн обычно принимают ее МДС
в зоне полюсной дуги в пределах
0,85/1 — < FK < 1,15.4 — . (1О37)
2 2
152
Рис. 10-18. Полюсный наконечник главного полюса
Рис 10.19. Пазы компенсационной обмотки
10.20 Схема выполнения компенсационной обмотки
Компенсационную обмотку соединяют последовательно с обмоткой
якоря, что создает автоматическую компенсацию реакции якоря при
Яйбом токе нагрузки.
избежание вибраций магнитного происхождения зубцовый шаг
По полюсному наконечнику гк (см. рнс. 10.19) должен отличаться от
^Нового шага tz. по якорю. Это условие обычно выполняется, если
пазов компенсационной обмотки находится в пределах
7 Z
** * (0,85 4-1,15) — а*.
2р 0
^сло зубцов ZK должно быть четным. Выбор числа зубцов ZK и
л, ет зубцовой зоны компенсационной обмотки производят в сле-
шем порядке.
(10.38)
153
Определяют число проводников компенсационной обмотки
полюс:
На<4
Лк “ AbpaK[I, (10.39j
где ак — число параллельных ветвей компенсационной обмотки, /
ток якоря, А. -
Число параллельных ветвей ак принимают равным единице при т01с
якоря до 2000 А. Если ток в пазу компенсационной обмотки превыщ^
2000 А,‘то ее выполняют в две параллельные ветви. ак =2.
Выбирая ZK в диапазоне от 6 до 12, определяют шаг гк, ширин',
зубца bZK = ВZk^c« гДе °г = 1,05 - коэффициент рассеян^
главного полюса; = 1,6 * 1,8 Тл — индукция в минимальном сече,
нии зубца компенсационной обмотки.
Ширина паза в свету равна:
*п = 'к ьгктт (*0.40)
При выбранном числе пазов ZK определяют число проводников^
мотки в одном пазу:
лк = A^k/Zk- (10.41)
Число лк округляют до ближайшего целого числа.
Площадь поперечного сечения проводника компенсационной о&
мотки
<?к = //<акЛс)»
(10.42)
где JK ~ плотность тока в компенсационной обмотке.
В зависимости от класса нагревостойкости изоляции плотность токз
JK принимают равной (4,7 - 5,2) • 10б А/м2 для класса В, (5,3-5,8)*
X 106 А/м2 для класса F и (6,0 — 6,6) • 10е А/м2 для класса Н Пл-
ность тока в компенсационных обмотках машин серии 4П принимая1
в соответствии с рекомендациями по выбору плотности тока в стат0?
ных обмотках асинхронных машин серии 4А.
При числе проводников в пазу не более двух компенсационную
мотку выполняют катушечной с укладкой в открытые пазы. В эт
случае проводники размещают в зависимости от выбранных размер0
элементарного проводника пибо меньщей, либо большей стороной
ширине паза. Стороны катушечных групп могут укладываться ***
один, так и в два ряда по ширине паза (рис. 10.21, а в) При 4,1 '
проводников в пазу пк = 1 или 2 (рис. 8.21, г, д) обмотку выпоИ1*^
стержневой. Стержневые обмотки из неизолированной шинной М
изолируют и вставляют с торца в полузакрытые пазы, ширину И®,
паза принимают равной 2—3 мм. В лобовых частях стержни соеД^
дугами из неизолированной шинной меди
154
Конструкция изоляции компенсационных обмоток в пазу и лобовых
частях приведена в табл. 10-13-10.15.
После выбора стандартных размеров проводника, схемы размещения
проводников в пазу и класса нагревостойкости изоляции обмоткн окон-
чательно рассчитывают размеры пазов, уточняют степень компенсации:
кк =NKI/(aKb„A). (10.43)
Коэффициент кк должен находиться в пределах 0,85-1,15.
Высота клина принимается равной йк = 2,5 мм, высота шпица йш =
= 1,0 мм.
Средняя ширина катушки компенсационной обмоткн, м,
^к.кат ср —
я (Dp - Лк)
2р
Ър (Лг+Ак)
2 Dr
(10.44)
Dr — дваметр внутренней поверхности главного полюса; йк — вы-
1013 паза компенсационной обмотки; Ьр — ширина полюсного нако-
«ечника
Средняя длина лобовой части компенсационной обмоткн, м
(10.46)
‘кл = 1,2йк.кат.ср. (10.45)
Средняя длина прямолинейной части катушки компенсационной об-
^и, м,
'« П = l„ + 2Ь,
*Че к
обм К я средняя длина прямолинейного участка компенсационной
t °ткн от торца полюсного наконечника до радиуса закругления:
обм = °’®5 м ПРН стержневой обмотке и Ьк л = 0,03 м прн катушечной
м°тке
155
Таблица 10.13. Изоляция компенсационной обмотки машин постоянного тока (пазы прямоугольные полузакрытые,
обмотка однослойная стержневая, Л = 355 ^500 мм, напряжение до 1000 В)
а) 1)
Двусторонняя толщина изоляции, Материал г
По- зи- Число слоев Наименование, марка Толщина, мм Рисунок а Рисунок б
НИЯ Класс нагревостойкости Класс нагревостой- Класс нагревостой- тя. „о вы- поши. 1ю вы- кости кости рине соте рине соте В F Н В F Н В F Н
1 Стеклослюдинитовая Полиимид- 0,1 0,1 0,05 1 вполнахле- 2 вполна- - — 0,8 0,8 лента ЛС-ПЭ-994-ТП ная пленка ста хлеста ПМ
2 Слюдоплас- Синтофо- Синтофо- 0,15 0,16 0,16 4,5 обо-3,5 обо- 3,5 обо- 1,1 1,1 1,1 1,1 тофолий лий F лий Н рота рота рота ИФГ-Б
3 Лакоткане- Фенилоновая бумага 0.15 0,15 0,15 1 1 1 0,3 0,3 0,3 0,3 слюдопласт ГИТ-ЛСБ-ЛСЛ
- Допуск на укладку обмотки 0,2 0,4 0,3 0 4 СЗКмшж-гстихима мэопквиам в J6 i в 2.S 2 6
Таблица JO.14. Изоляция компенсационной обмотки двигателей постоянного тока (пазы прямоугольные открытые,
обмотка однослойная секционная из неизолированных проводов, h ~ 355 т-500 мм, напряжение до 1000 В,
изоляция класса нагревостойкости В)
Материал Часть Пози’ обмотки ЦИЯ Наименование, марка Топщи- 4 ' , ц иа на, мм рис Двусторонняя толщина изоляции, мм Число слоев «о ширине при п0 высо1е при выс 41 шир 1 2 2 3 4
Пазовая 1 Стеклослюдопласто- вая пента ЛИ-СК-ТТ 0,14 1 вполна- хле ста 0,56 1,12 1,12 1,68 2,24
1 2 То же Стеклянная лента ЛЭС 0,14 0,1 То же 1 впритык 0,56 0,2 0,56 0,2 0,56 0,2 0,56 0,2 0,56 0,2
птп 111 U
[Ш1 ГПП ’ 4 Стеклолакоткань 0,15 1 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3
птп гтгп 5 Стеклотекстолит 0,5 1 — — 0,5 0,5 0,5
Разбухание от пропитки — — 0,3 0,3 0,5 0,5 0,5
Допуск на укладку - - 0,3 0,3 0,5 0,5 0,5
UUMU1KH Общая толщина изоляции в пазу (без высо- 2,22 2,78 3,68 4.24 4,8
ты клина)
Лобовая 6 Сгеклослюдопласто- 0,14 1 вполна- 0,56 1,12 1,12 1,68 2,24 вая пента ЛИ-СК-ТТ хлеста
ПТП । RT1 7 Тоже 0,14 Тоже 0.56 0,56 0,56 0.S6 0,56 8 Стеклянная лента ЛЭС 0,1 1 впритык 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2 . -В Общая толщина изоляции секции в лобовой 1,32 1,88 1,88 2,44 3 части
птп 1
гпт ЕПВ
[гпт ГПП
Таблица 10.15. Изоляция компенсационной обмотки машин постоянного тока (пазы прямоугольные открытые,
обмотка однослойная секционная из неизолированных проводов, Л =355 =500 мм, напряжение до 1000 В)
Материал Двусторонняя толщина изоляции. ММ
Часть Пози- Наименование, марка Число пощиоинепои ___ _
обмотки ция слоев **, * * по высоте при i^.BbIC
рис. Класс нагревостой- Толщи-
кости на, мм
12 2 3 4
F Н
Пазовая 1 Фенилоновая бумага 0,05 2 вполне- 0,4 0,8 0,8 1,2 1,6
хлеста
ч у 2 Полииыидная пленка 0,05 3 вполна- 0,6 0,6 0,6 0,6 0.6
^-2 ПМ хлеста
t MJ LLIJ
гтпгтп хлеста
Г ИII 11'1 4 Стеклянная лента 0,1 1 вполна- 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4
1'^41 k^ll 5 Фенилоновая бумага 0,2 1 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4
4^ 6 Стеклотекстолит
СТЭФ СТК 0,5 1 0,5 0,5 0,5
— Допуск на укладку 0,3 0,3 0,5 0,5 0,5
обмотки
— Общая изоляция в — — 2,5 2,9 3,6 4,0 44
пазу (без высоты
Клица)
Лобовая
7 Фенилоновая бумага 0,05 2 вполна- хлеста 0.4 0,8 0,8 1,2 1,6
8 Полиимидная пленка 0,05 3 вполна- 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6
ПМ хлеста
9 Фенилоновая бумага 0,05 1 вполна- 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4
хлеста
10 Стеклянная лента ЛЭС од То же 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4
- Общая толщина изоля- ции секции в лобовой - - 1,8 2,2 2,2 2,6 3
части
Средняя длина полувитка обмотки, м, ^к.ср = ^к.л + ^К.П" Сопротивление компенсационной обмотки, Ом, (1047)
„ ^к к .ср Rk~P$ , aKqK Масса меди компенсационной обмотки, кг, гпк = 8900/к срЛ^2р^к- (10.48) (1049)
10.6. РАСЧЕТ МАГНИТНОЙ ЦЕПИ
Магнитная система машины постоянного тока представляет собой
симметричных магнитных цепей (рис. 10.22), каждая из которых
состоит из семи последовательно соединенных условно однородных
участков: воздушного зазора под главными полюсами, зубцов якоря,
ярма якоря, зубцов полюсных наконечников главных полюсов (у ком
пенсированных машин), сердечника главного полюса, зазора между
главным полюсом и станиной и станины.
Замкнутый контур магнитных линий пары полюсов является сим-
метричным относительно оси геометрической нейтрали (рис. 1022),
поэтому расчет магнитной цепи машины постоянного тока достаточно
производить на один полюс.
Для расчета магнитной цепи необходимо знать размеры всех участ-
ков магнитопроводд, площади их сечения, магнитные потоки эти
участков.
Указанные данные для машин постоянного тока приведены в
табл. 10.16. Коэффициенты, приведенные в этой таблице, рассчитыв»’
ют следующим образом.
a; S) в) г)
Рис. 10.22. Магнитные системы (я—в) и магнитная цепь (г) машин постояв’1
тока
160
ционной об-
моткой
162
। Коэффициент воздушного зазора к&, учитывающий влияние зуб-
сги якоря к^а , зубцов компенсационной обмотки на главном полю-
бандажных канавок к^ к и радиальных вентиляционных кана-
к «а магнитное сопротивление воздушного зазора, равен:
к6 = кик6Кк6в^к^ <10-50а)
•Ле
fyia = 1 + , 1 + |/
«пи t,, +105
= —; (10-506) Z +1
Ьш и f вместо Z1 — по рис. 10.13; при прямоугольных пазах (ан. рис. 10.14) Ьш вводится Ьп;
*5к = 1+ — , (10.50в) *к ~ ^к.ш +5бгк/6к.ш
Ш > Прн гк ш — по рис. 10.18. бандажах из немагнитного материала
*86- = 1 + , (10.50г) к '«(«♦ *6)-‘б*6
бандаж При общая ширина бандажных канавок на якоре; Лб — глубина ных канавок; 1а — длина якоря. бандажах из магнитной проволоки
*86 »б (*б + 0,8<0 = 1 + — , (10.50д) 1„(5+ 56-0,8d) -fc6(86 - 0.8d)
*Ле d Раз& иУточн КоЭ( диаметр бандажной проволоки. •еры и число бандажных канавок определяются предварительно лютея после механического расчета бандажа (см. гл. 11). 1>фициент
1 + ---------------------.
/п + 36(1 + 1ц1^лк)
(10.51)
^Ие /
‘п длина пакета; Ьв к ширина вентиляционного канала.
163
Рис. 10-23. К определению
главного полюса
2. Расчетная ширина полюсной дуги Ьр = Ьр при эксцентричном за-
зоре под главными полюсами и b'p = b + 25 при концентрическом и
зоре под главными полюсами с компенсационной обмоткой.
3. Расчетная длина якоря Zg равна длине пакета якоря ZCT, т. е. Zg =
= Ze при отсутствии радиальных вентиляционных каналов и Zg =Zn
— ^к^в.к ПРИ наличии Лк радиальных вентиляционных каналов шириной
6В.К каждого канала.
4. Расчетная длина станины Zc для машин постоянного тока может
быть принята:
Zc = Zr + 0,4Л, (10.52)
где Zr — длина главного полюса.
5. Высоту главного полюса Лг для машин постоянного тока с да-
метром якоря до 0,5 м предварительно можно определить по рис. 10.23
При D > 0,5 м для предварительного определения высоты полюса не-
обходимо использовать установленные зависимости Лви = р)<
приведенные на рис. 10.5.
6. Высота станины йс определяется при известных радиальных ра>
мерах магнитной системы:
Рвн (Р+26)
лс — --------------— лг — лг.н,
(10.53)
где Лг.и — высота наконечника главного полюса (см. рис. 10-19).81
бирается исходя из условия, чтобы магнитная индукция в сечей®
дгсг не превышала 1,8—1,9 Тл; индукция в станине из массивной
ли не должна превышать Вс = 13 Тл (1,05 Тл при классе изоляции W
Увеличение магнитной индукции сверх установленных значений при®
дит в первую очередь к ухудшению коммутации машины.
7. Ширина выступа наконечника главного полюса Ьг в может он1
принята равной (0,1 -0,15)6г.
Ширина сердечника главного полюса
Ьг = <\ 4>gHO м / (кс 1ГВ г),
(105<>
164
Магнитное на-
пряжение
Продолжение табл. 10.17
№п/п. Расчетная величина Расчетная формула Единица величины °’5ф6ном 0,75Ф2иом 0,9Ф§НОМ Ф§ном ^вом
9 Магнитная ин- дукция в спин- ке якоря (см. табл. 10.18) B,=^iasp Тл
10 Напряженность магнитного по- ля в спинке якоря (см. приложение 1) Hi А/м
11 Магнитное на- пряжение спин- ки якоря Fi = LiHi А
12 Магнитный по- ток главного полюса Фг= ОгФг Вб
13 Магнитная ин- дукция в сер- дечнике глав- ного полюса «г = ф^г Тл
14 Напряженность магнитного по- ля в сердечнике главного полюса "г А/м
15 Магнитное на- пряжение сердеч- ник» главного полюса Fr = LTHr А
16 Магнитная нн- _ ^Г^ноМ Тл
дукция в зуб- BZk----------
цах наконечни- лк.п
ка главного
полюса (ком-
пенсационной
обмотки)
17 Напряженность А/м
магнитного поля
в зубцах компен-
сационной об-
мотки
18 Магнитное напря- FK.n = LKdlHZf( А
женне зубцов на-
конечника глав-
ного полюса
19 Магнитная ин- Вс.п = Вг Тл
дукция в воз-
душном зазоре
между главным
полюсом н ста-
ниной
20 Магнитное на- Fc<n = 0»8ГслВгХ А
пряжение воз- х 106
душного зазо-
ра между ста-
ниной н глав-
ным полюсом
21 Магнитная ин- OrOg Тл
дукция в ста- Вс =----------
нине
_ BT — индукция в сердечнике главного полюса. Для сталей марок
*411, 3412, 3413 Вт = 1,6 -г 1,7 Тл, для сталей марок 1211 и 1212 Вг =
91,35 * 1,55 Тл. При исполнении машины по степени защиты IP44 и спо-
рам охлаждения IC0141 и IC0041 индукция Вт должна быть снижена
на 0,2—03 Тл.
8. Коэффициент магнитного рассеяния главных полюсов ог зависит
оТ воздушного зазора 6, ширины межполюсного окна т — Ьр и ширины
долюсного наконечника добавочного полюса.
В каждом конкретном случае путем моделирования магнитного
пОля в воздушном зазоре можно определить аг.
При расчетах магнитных цепей машин постоянного тока можно при-
нять от = 1,15 для двухполюсных машин, ог = 1,2 для четырехполюс-
ных машин без компенсационной обмотки, ог = 1,25 при 2р = 4 и 6 и
наличии компенсационной обмотки.
Для построения характеристики намагничивания машины постоян-
ного тока необходимо определить сумму МДС всех участков магнит-
ной цепи при значениях магнитного потока в воздушном зазоре Фе =
10,5; 0,75; 0,9; 1,1 и 1,15Ф8иом.
Расчет характеристики намагничивания производится по приведен-
ной в табл. 10.17 форме.
По данным табл. 10.17 строят характеристику намггккчм) линя ма-
шины постоянного тока Bg = /(F^) и переходную характеристику
(10.55)
ВЬ =
10.7. РАСЧЕТ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
Магнитодвижущая сила обмоток параллельного или независимого
возбуждения на один полюс при нагрузке, А,
Р. = + F?d ± Fd - Fc, (10.56)
Frf продольная составляющая реакции якоря, возникающая при
^виге щеток с геометрической нейтрали иа относительную дугу х:
d = 24х; Fc — МДС стабилизирующей обмотки; Fqa ~ размагничи-
^Щее действие поперечной реакции якоря.
При компенсации реакции якоря компенсационной обмотки состав-
Fqj принимается равной нулю.
Конструкции изоляции и крепления обмоток главных полюсов при-
*Дены в табл. 10.2, 10.3.
Средняя длина витка обмотки главного полюса (рис. 10.24), м,
'• ер = 2(/г + йг) + я(Ьк.в + 2ДВЗ), (10.57)
А
аиз толщина изоляции катушки по табл. 10.2, 10.3 плюс одно-
169
168
ffT — индукция в сердечнике главного полюса. Для сталей марок
1411, 3412, 3413 Вг =1,6 * 1,7 Тл, для сталей марок 1211 и 1212 Вг =
«1,35 * 1,55 Тл. При исполнении машины по степени защиты IP44 и спо-
рам охлаждения ICO 141 и IC0041 индукция Вг должна быть снижена
да 0,2-0,3 Тп.
g. Коэффициент магнитного рассеяния главных полюсов аг зависит
оТ воздушного зазора 5, ширины межполюсного окна т — Ър и ширины
флюсного наконечника добавочного полюса.
В каждом конкретном случае путем моделирования магнитного
поля в воздушном зазоре можно определить аг.
При расчетах магнитных цепей машин постоянного тока можно при-
нять аг = 1Д5 для двухполюсных машин, аг = 1,2 для четырехполюс-
ных машин без компенсационной обмотки, аг = 1,25 при 2р = 4 и 6 и
наличии компенсационной обмотки.
Для построения характеристики намагничивания машины постоян-
ного тока необходимо определить сумму МДС всех участков магнит-
ной цепи при значениях магнитного потока в воздушном зазоре Фд =
IV 0,75;0,9; 1,1и1,15Ф5нои.
Расчет характеристики намагничивания производится по приведен-
ной в табл. 10.17 форме.
По данным табл 10.17 строят характеристику намегюлквания ма-
шины постоянного тока jjg = /(Fj) и переходную характеристику
Я5 <1О55>
10.7 РАСЧЕТ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
Магнитодвижущая сила обмоток параллельного или независимого
возбуждения на один полюс при нагрузке, А,
₽, = + Fqd ±Fd- Fe, (10-fe)
— продольная составляющая реакции якоря, возникающая при
^®иге щеток с геометрической нейтрали иа относительную дугу х:
*d ~ 2Ах; Fc — МДС стабилизирующей обмотки; Fqd — размагничи-
^Щее действие поперечной реакции якоря.
При компенсации реакции якоря компенсационной обмотки состав-
ная Fqd принимается равной нулю.
конструкции изоляции и крепления обмоток главных полюсов при-
в табл. 10.2, 10.3.
Средняя длина витка обмотки главного полюса (рис. 10.24), м,
'•ср = 2(/г + ад t п(Ькл + 2ДЯЗ), (10.57)
д
аиз — толщина изоляции катушки по табл. 10.2, 10.3 плюс одно-
169
Рис. 10.24. К определению размеров
шек обмоток главных полюсов
сторонний зазор между катушкой и по.
люсом, который принимается равном
(0,5 - 0,8) • 10гЭ м при диаметрах
якоря до 0,5 м.
Площадь сечения проводника обмотки при последовательном соедц-
нении катушек, м2,
Р^^з^Р^в^в.ср
«в =
(10.58)
где к3 - коэффициент запаса МДС обмотки возбуждения: к3 — 1,1 * 1,2.
Марка и размеры проводов обмоток возбуждения выбираются в
соответствии с табл. 10.18.
Многослойные катушки из проводников круглого сечения выполия-
ют сплошными. Размеры катушек (рис. 10.24) ориентировочно woiyr
быть приняты в зависимости от диаметра якоря:
D, м.......
^ктх ^КТ>м
D, м
^КТ Х ^КТ
0,09
0,023 X 0,019
0,132
0,106
0,032x0,018
0,156
0,025 X 0,038
0,110
0,024 X 0,023
0,18
0,03 X 0,04
м -.. - 0,025 X 0,03
Катушки обмоток возбуждения машин с диаметром якоря свьш*
0,2 м выполняют секционированными. Это увеличивает поверхность
Таблица 10.18
Сечение, м2 Марка провода Тип обмотки
< 8 • 10"® ПЭТВ, ПЭТ-155, Многослойная катушка; проводники ПСД ПСДК 'круглого сечения
(8 - 25) • 10-в ПЭТВП, ПЭТП-155, Многослойная катушка; проводники ПСД ПСДК прямоугольного сечения с отношение* сторон 1,4-1,8
>25 10~‘ Голая шинная медь Однослойная по ширине катушка с намоткой меди на ребро
170
хпаЖДения обмоток и позволяет повысить плотность тока в обмотке
Суждения.
Проводники пРямоУгопьного сечения и проводники из шинной меди
уматываются плашмя, меньшей стороной сечения проводника по вы-
катушки.
для расчета числа витков необходимо задаться плотностью тока
в обмотке возбуждения. Средние значения JB могут быть приняты
равными (2 3) • 10* А/м2 при исполнении по степени защиты IP44
и (4,5 - 6) • 10* А/м2 при исполнении по степени защиты IP22.
Число витков обмотки на один полюс
wB (10.59)
где /в Чв ~ ном “ номинальный ток возбуждения.
При укладке обмотки в межполюсном окне необходимо обеспечить
воздушные промежутки между краями главных и добавочных полю-
сов и выступающими краями катушек и внутренней поверхностью ста-
нины не менее (6 — 8) 1 (Г3 м.
Площадь сечения катушки, м2,
<5кт = wb^H3 /^з в» (10.60)
где dH3 диаметр изолированного провода (при проводах прямоуголь-
ного сечения необходимо вместо dH3 ввести дпр х Ьпр); *з.в ~ коэф-
фициент заполнения, определяющий разбухание катушки.
Окончательные размеры катушек обмоток возбуждения устанавли-
ваются после размещения в межполюсном окне главных и добавоч-
ных полюсов. Если площадь межполюсного окна не позволяет размес-
ить обмотки, то необходимо увеличить внутренний диаметр станины.
Сопротивление обмотки возбуждения, Ом,
Я, = ₽^2pwBZB.Cp/eB.
(10.61)
Масса меди параллельной обмотки, кг,
в 19,6р/в.ср (10.62)
Максимальный ток обмотки возбуждения, А,
^в max = 14/^в- (10.63)
Коэффициент запаса
*э ~ 1втах wb/ (10.64)
j иыю ИС МСНСС 1,1,
jjeглавных полюсах машин без компенсационных обмоток парал-
н°го или независимого возбуждения в целях повышения устойчи-
171
вости работы двигателя и частичной компенсации реакции якоря Вк.
полняют стабилизирующую обмотку, которая соединяется последОВа
тельио с обмоткой якоря и обмоткой добавочных полюсов. Констру*
тивно стабилизирующая обмотка располагается либо у полюсного щ
конечника, либо между секциями катушек главных полюсов, при эт0(4
она одновременно выполняет роль дистанционной прокладки.
Плотность тока Jc стабилизирующей обмотки принимается в
вом приближении равной плотности тока в обмотках главных полюсов
Число параллельных ветвей стабилизирующей обмотки принимает
ся равным числу ветвей компенсационной обмотки и обмотки добавок
ных полюсов.
Число витков на один полюс стабилизирующей обмотки
wc =F4dttnlI-
(10.65)
где Fqd — размагничивающее действие поперечной реакции якоря. А,
I — ток якоря. А; дд — число параллельных ветвей обмотки добавоч-
ных полюсов.
Полученное число витков округляют до ближайшего целого числа.
Марка провода и конструкция обмотки выбираются согласно
табл. 10.18.
Средняя длина витка обмотки, м,
fc.cp “ 2(/г + Ьг) + тг(Ькт с + 2ДИЗ), (1066)
где ДНз — тол шина изоляции катушки согласно табл. 92 и 9.3 плюс
односторонний зазор между катушкой и полюсом, который принима-
ется равным (0,5 — 0,8) • 10*3 при диаметрах якоря до 500 мм; ЬКт с'
ширина катушки, которая определяется после выбора марки провод»
и размещения обмотки в межполюсном окне.
Сопротивление стабилизирующей обмотки, Ом,
_ 2pwcICCp
Rc ~ ~
4 с
(1067)
10.8. РАСЧЕТ КОММУТАЦИИ
Коммутационную надежность машин постоянного тока обычно
нивают по ширине зоны безыскровой работы машины Д/дп
границы которой определяют экспериментально по значениям тоК0
подпитки или отпитки ДТдп добавочных полюсов, вызывающих °°
явление искрения под сбегающими краями щеток. ГОСТ 183-74
навливает, что при номинальном режиме работы машины стеР-(Я
искрения не должна превышать класса 1,5. При этом уровне искреи
наблюдается лишь слабое точечное искрение под большей частью эЛе
172
летки» которое, однако, не должно оказывать существенного виня*
из СРОК службь1 колпектоРно'Шеточного узла машины.
^Косвенным критерием оценки коммутационной напряженности
^,яется реактивная ЭДС Ер, которая индуктируется в замкнутой
коротко секции во время ее коммутации.
для машин с высотой оси вращения до 200 мм ЭДС Ер не должна
дышать 2,5—3,5 В. В машинах с высотой оси вращения до 355 мм
Максимально допустимая ЭДС может достигать 5 В.
Реактивная ЭДС коммутируемой секции, В,
Ер ~ X • 10
др ыс - число витков в секции; 1О — длина якоря, м; А - линейная
нагрузка, А/м; va - тг.Оином/60 — окружная скорость якоря, м/с;
I приведенная удельная магнитная проводимость пазового рассеяния.
Для овальных полузакрытых пазов (см. рис. 10.13)
In 2,5-10s «
2г2 Ьш wclaAva р
(10.68)
(10.69)
для прямоугольных пазов (см. рис. 10.14)
Лп 1л 2>5 Ю!
X = 0,6 + + --------
(10.70)
Р
Так как активные стороны секций вступают в процесс коммутации
Ве одновременно, а через определенные интервалы времени, зависящие
01 ширины щетки, коэффициента укорочения обмотки, числа секцион-
яых сторон в пазу и т. д., то расчет результирующей проводимости па-
евого рассеяния представляет собой довольно трудоемкую задачу.
По формулам (10.68)—(10.70) с достаточной точностью можно
Усчитать ЭДС коммутации для машин общего назначения, когда диа-
' ’Р якоря не превышает 300 мм, а условия коммутации не являются
Пряженными.
расчета коммутации напряженных в коммутационном отноше-
машин, а также машин с диаметром якоря свыше 300 мм исполь-
’Jeic зависимостн’ определяющие средний за период коммутации эф-
q * взаимодействия секций, расположенных в одном пазу. В этом
е средний результирующий коэффициент удельной проводимости
в°Го рассеяния
V 4"' /п
д, .ж /о
Х1есь коэффициент 4н* принимается по рис. 10 25;
(10.71)
173
bZt — по рис. 10.14; 6д — воздушный зазор под добавочным полюсом,
предварительно принимается 6Д «« 0,022); Хп = 0,75 при бандажах ю
лобовой части обмотки якоря из магнитной проволоки и Хл =0,5ф
стеклобандджгх и бандажах из немагнитной проволоки; у. — относи
тельная ширина щетки, определяющая число одновременно коммуги
руемых секций:
(1074)
где tK — коллекторное деление.
При расчете X по (10.69), (10.70) необходимо предварительно в*
брать ширину щетки. Ширина щетки принимается = (2 -г 4) Ас
простых волновых обмотках, Ьш =*4, + 0,5 при простых петлевых®0
мотках и Ьт > 3/к при двухходовых петлевых обмотках.
Ширина щетки Ьщ определяет ширину зоны коммутации
ширину дуги окружности поверхности якоря, в границах которой
ходится коммутируемые секции:
Диаметр коллектора DK, коллекторное деление fK, а также Ua.
бирают согласно данным § 10.4; укорочение обмотки в коллектору
делениях ек =К/(2р) — Ji принимают всегда со знаком плюс.
174
тки должна обеспечить ширину зоны коммутации:
S k < (0,55 -0,7)(т-Ьр).
(10.76)
т - Ьр=ЬИ,3 — ширина нейтральной зоны.
Верхние границы этого отношения относятся к машинам с диаметром
оря до 0,2 м, нижние значения принимаются при диаметрах якоря вы*
од м. При отсутствии добавочных полюсов в машинах малой мощ-
нооти отношение Ьз к1(т — Ьр) можно выбирать в пределах 0,8—1,25.
Принятое значение ширины щетки округляется до ближайшего стан-
дартного размера (см. табл. П4.1).
Выбор марки щеток для машин постоянного тока — весьма сложная
задача, так как от марки щеток зависят коммутация машины и срок
службы коллекторно-щеточного узла.
На практике марку щеток определяют в соответствии с условиями
работы согласно табл. П4.2, где приведены основные технические дан-
ные марок наиболее распространенных щеток и области их применения.
Контактная площадь всех шеток, м2,
= -2/~ 10* • (10.77)
где Ущ плотность тока в щеточном контакте, А/см2 (см. табл. П4.2).
Контактная площадь щеток одного бракета (щеточного болта)
$щ.б = 25щ/(2р). (10.78)
По табл. П4.1 выбирают длину одной щетки, определяют площадь
“«точного контакта одной щетки 5Щ = bmlm и рассчитывают число ще-
на один щеточный болт:
5щ.б/5щ = ЛЩ. (10.79)
По выбранным размерам щеток bm, 1Ш и Nm определяют фактиче-
001 контактную площадь и уточняют плотность тока в щеточном кон-
^те 7щ-
Активная длина коллектора при шахматном расположении щеток
^Ине коллектора, м,
'« = Л'щ Ущ + 0,008) + 0,01, (1030)
Л1е I
длина щетки, м.
Панический расчет коллекторов приведен в гп. 11.
1°-9 РАСЧЕТ ДОБАВОЧНЫХ ПОЛЮСОВ
со^ГНИтодвижУщая сила обмотки добавочных полюсов должна
Ть в зоне коммутации магнитное поле, индуктирующее в коммути-
175
руемой секции ЭДС коммутации Ек, направленную встречно реакт®
ной ЭДС £р. Электродвижущая сила Ек должна быть несколько бок
ше £р, чтобы процесс коммутации протекал с некоторым ускорением
При расчете индукции в воздушном зазоре под добавочными полюса^
принимают расчетное значение реактивной ЭДС Е' - (1,05 *!,])£
В этом случае индукция Тл,
В5д =
Ширина наконечника добавочного полюса (рис- 10.26), м,
Ьд.н < (0,55-0,75)Ь3.К. (10.82)
Длину наконечника добавочного полюса 1ЛЛ принимают равном да
не якоря: /д н —1а . Магнитный поток добавочного полюса в воздушна*
зазоре в зоне коммутации, Вб,
Ф5д = <10й)
где ^дн=^дЛ + 26д - расчетная ширина полюсного наконечника до&
вечного полюса.
Магнитный поток в сердечнике добавочного полюса, Вб,
Фд=ОДФ6д«
где ад — коэффициент рассеяния добавочных полюсов: ад = 2,5*^-
дпя машин без компенсационной обмотки, ил = 2 для машин с комК:'
сационной обмоткой.
Ширину сердечника добавочного полюса Ъл предварительно опр^
ляют по зависимости на рис. 10.27, а. Длину сердечника
полюса /д принимают равной длине якоря; для машин с диаметром
ря др 0,132 м длина /д короче длины полюсного наконечника Яа (
- 10) • 10"3 м.
Индукция в сердечнике добавочного полюса, Тл,
вс.д = фд/(ьд/д) <1085'
Она не должна превышать 1,6 Тл.
176
рис. 10.27. К расчету магнитной цепи
добавочных полюсов-
а зависимость ширины добавоч-
ного полюса от диаметра якоря; б
магнитные цепи главных и добавочных
полюсов
Сердечники добавочных полюсов выполняют из стали марки СтЗ
при диаметрах якоря до 0,16 м, при больших диаметрах — из листов
электротехнической стали марки 3411 толщиной 1,0 мм. В зависимости
от отношения ширины полюсного наконечника к ширине сердечника
форма поперечного сечения добавочного полюса может быть прямо-
угольной (см. рис- 10.26) и прямоугольной со скошенным наконечни-
ком при Ьд.н < Ьл.
Для расчета МДС обмотки добавочных полюсов необходимо опре-
делить магнитные напряжения отдельных участков и полную МДС маг-
нитной цепи на один полюс в соответствии с табп. 10.19.
Распределение магнитных потоков главных полюсов Фг и добавоч-
ных полюсов Ф в магнитной системе машины показано на рис. 10.27, б.
д
Магнитодвижущая сила обмотки добавочных полюсов для машин
постоянного тока без компенсационной обмотки находится в пределах
= (1,2*1,4)Лу .
Число витков обмотки иа один добавочный полюс
(10.86)
(10.87)
гДе вд _ число параллельных ветвей обмотки добавочного полюса,
°бычно вд равно числу параллельных ветвей компенсационной обмот-
1Сй’» число витков округляется др ближайшего целого числа.
Сечение провода обмотки добавочных полюсов, м2,
Чд =//(вд/д)-
(10.88)
177
Таблица 10.19. Расчет МДС обмотки добавочных полюсов
№п/п
Расчетная величина
Расчетная формула
1 Магнитный поток в воз- душном зазоре Фк Сд B6
2 Магнитная индукция в воздушном зазоре "бд = ф6д bRlR Тл
3 Магнитное напряжение воздушного зазоре Л5д = °-88Д*6двбд 10‘ A
4 Магнитная индукция в зубцах якоря BZl - вгг = kZiB6a кггвЬа Тл
вгз ~ kZ3Bh
5 Напряженность магнит- ного поля в зубцах яко- ря по приложению 1 Hzx "гг Л/м А/м
"гз А/м
6 Средняя напряженность поля в зубцах и HZl * tHZZ + . А/м
Zcp 6
"/3
7 Магнитное напряжение зубцов FZ ~ LZHZcp А/м
8 Магнитная индукция в спинке ярма. на участке согласного направления главного потока добавочных полюсов Bll’ Ф« 1 Ф6д Тл
2S;.
на участке встречного направления главного потока и потока доба- вочных полюсов «i *“= L' e I Тл
BI2 2Sf
9 Напряженность маг- нитного поля
на участке с индукцией я/. на участке с индукцией H,2 А/м А/м
средняя напряженность магнитного поля в H!<v “ А/м
ярме
Единица Чис^?
величи- ное ЭцТ
иы челне
178
Продолжение табл. 10.19
Расчетная величина Расчетная формула Единица величи- ны Числен- ное зна- чение
.Q Магнитное напряжение ярма якоря 11 Магнитный поток доба- вочного полюса 12 Магнитная индукция в сердечнике добавочного полюса 13 Напряженность магнит но го поля в сердечнике добавочного полюса 14 Магнитное напряжение в сердечнике добавоч- ного полюса 15 Магнитное напряжение воздушного зазора меж- ду станиной и добавоч- ным полюсом 16 Магнитная индукция в станине. на участке согласного направления магнит- ных потоков главно- го и добавочного по- люсов на участке встречного Fr фд = всл ^с.д fc.r F6a2 Bci Bci "cl Нс, H.L, /ср / = адф8д = ** *дгд = ^с.дЛд = 0.8Вд6д2 106 = Ф^Ф« 2SC . Фг-ФД А Вб Тл Тл А А Тл Тл А/м А/м А/м А + А А
17 18 потоков главного и до- бавочного попюсов Напряженность магнит- ного поля в станине; на участке с индукцией «С1 на участке с индукцией вс2 Средняя напряженность магнитного поля в ста- нине Магнитное напряжение участка станины Сумма магнитных на- пряжений всех участков МДС обмотки добавоч- ного полюса 25 с ЯС1 - нс2
19 20 21 к? о "& 4 f +н о Ь, ♦ И 53 II « & « Н « “ д.“
Средние значения JR машин постоянного тока при исполнении
степени защиты IP44 могут быть приняты равными (2 - 3) - 10е
при исполнении по степени защиты IP22 (4,5 — 6,5) • 10е А/м2.
Марку провода и тип обмотки добавочных полюсов выбирают со.
гласно приложению 1. По выбранному стандартному сечению провод
ника уточняют плотность тока /д.
После проверки размещения катушек главных и добавочных полю,
сов с учетом принятых припусков на разбухание катушек (см. § iqjj
определяют окончательные размеры витка катушки, м,
^д.ср = 2(ЬД + /д) + я(Ькт.д + 2ДИЗ), (Ю-89)
где Ьд и /д — ширина и длина сердечника добавочного полюса; Ькт д I
ширина катушки добавочного полюса; Диз — односторонний размер
зазора между сердечником добавочного полюса и катушкой с учетом
изоляции сердечника: Диэ = (1,7 2,2) • 10-3 м при диаметрах якоря
до 500 мм.
Сопротивление обмотки добавочного полюса в холодном состоя
нии, Ом,
ср wn
“ P# ——i--------•
9д д
Масса меди обмотки добавочных полюсов, кг,
тд = 8900ZflCpWfl 2pRqR.
(10.90)
(10.91)
10.10. ПОТЕРИ И КПД. РАБОЧИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Коэффициент полезного действия машины, %,
Г) = 100 = --- 100, (10.92)
г___+ Ъг
где Риом — номинальная полезная мощность машины, кВт; ЕР- суМ'
мв потерь в машине, кВт; Р\ — потребляемая мощность, кВт.
Сумма потерь в машине в общем случае, кВт,
ЕР = Р + Р_ + Р + р + Р + р +
за эс э-в э.д э.к ш
где Рза — электрические потери в обмотке якоря; Рэ с - то же в стаби
лизирующей обмотке; Рэл - то же в обмотке параллельного возбу*'
180
Рзл — то же в обмотке добавочных полюсов; Р3„ — то же в
^^нсашюнной обмотке; - то же в переходном контакте щеток;
_ магнитные потерн в стали якоря; Рмех - суммарные мехмичес-
£ потери; Раое- добавочные потери.
Электрические потери в обмотке якоря, кВт,
Р = I*R, 10'3. (10.94)
гэ« •
Электрические потери в стабилизирующей обмотке, кВт,
г с = (10.95)
Электрические потери в цепи обмотки параллельного возбуждения,
кВт,
, и2
р = ГК 10‘э = —5- -10"’. (10.96)
з.в в в £
Электрические потери в обмотке добавочных полюсов, кВт,
F,.n =^«д '0”- <10-97>
Электрические потери в компенсационной обмотке, кВт,
Рэ.к =/Х10'3- (1098)
Электрические потери в переходном контакте щеток, кВт,
= 2ДС/щ/-10-3. (10.99)
Значение 2 ALL определяют для конкретной марки щеток по
пбл. П4.2.
Магнитные потери в стали зубцов и ярма якоря, кВт.
= 2,3Р1О/5О (В2 тг ♦ й/т). (10.100)
Масса стали зубцов якоря с овальными пазами, кг,
«г = 7800Zfcz (ht + '5*с- (10.101)
Масса стали зубцов с прямоугольными пазами, кг,
тг = 7800ZbZcp/znZ6*c. (10.102)
№асса спинки ярма станины, кг,
181
*1Ф - 2ЛП)
= 7800------------—
<*0.101)
О С
При наличии аксиальных каналов в спинке ярма необходимо ум
шить площадь сечения стали ярма на значение, равное площади поп/^
ного сечения всех каналов.
Сумма механических потерь, кВт,
Р = Р + Р + Р
мех т.щ вент т.п’
(ТО.104)
где Рт 1Ц — потери на трение щеток о коллектор; Рвеит + Рт п - noj.
ри на вентиляцию и трение в подшипниках.
При принятых значениях удельного нажатия на щетку и коэффиодеа-
те трения щеток о коллектор, составляющем f 0,25, потери на трение
в щеточном контакте, кВт,
Т-Щ Щ К ’
(10.105)
где — суммарная площадь контакта всех щеток, м2; тк — окруж-
ная скорость коллектора, м/с.
Средние значения потерь РвеИТ + Рт п можно определить по рис. 1028
Семейство кривых А иа этом рисунке относится к машинам с вентиля
торами, установленными на валу машины, семейство кривых Б - к
малинам, приводные двигатели вентиляторов которых не установлены
на маны нах.
Добавочные потери при номинальной нагрузке, кВт:
для некомпенсированных машин
р
Р = 0,01 —— ; (10.106)
ДОС 7)
'НОМ
для компенсированных машин
Р = 0,005 f|<OM (10Д07)
доб Т)
Рис. 10.28. Потери на вентиляцию и ТР*8*
подшипниках
182
— предварительное значение КПД ио рис. 10.7. При номиналь-
на нагрузке КПД определяют в следующем порядке. Задают значения
I якоря I = 0,1/иом; I - 0,25/ИОМ; I = 0,5/иом; ...; 1
I « к 1,25/иом-
для каждого значения тока определяют мощность, кВт,
р = U /10"3 + UL иом .10”’. (10.108)
Г1 иом в в.иом '
рассчитывают суммарные потери ЕР. Для каждого значения тока оп-
ределяют полезную мощность на валу Р2 и по (10.92) КПД.
^Строят зависимости Р2 = f (I), i? « <p(f) и для номинального значе-
ния Р2ном определяют номинальное значение тока якоря /иом и номи-
нальный КПД т? ио м.
Электромагнитная мощность при номинальном значении тока якоря
Р' = р. - р ~ Р - Р - Р - Р (10.109)
* 1 за э.с зл э.к ш ' 7
Номинальное значение ЭДС, В,
*ном = Р7/иоМ' (10.110)
Номинальное значение магнитного потока Ф$ИОм и суммарную
МДС ^ £иом определяют по характеристике холостого хода машины;
по переходной характеристике ;«с4лыпллют размагничивающее дей-
ствие реакции якоря Fqd-
Номинальная частота вращения, об/мин,
, - 60£и°н
<₽/«>"ф6№м
(10.111)
Номинальный ток обмотки параллельною возбуждения, А,
'..«ом - ~F^Fqd)lwB. (10.112)
Вращающий момент на валу двигателя, Н • м,
= 9,57.103Р2/и. (10Д13)
Ток двигателя, А,
z1Hnw » / +/ • (10.114)
«НОМ НОМ в.ном ' 7
Зависимости Mt n,ri,I от полезной мощности на валу определяют
Рабочие характеристики двигателя.
при расчете рабочих характеристик генераторов принимается частота
Р^Щения якоря и « const [14].
183
Напряжение на выводах генератора. В, определяется из основЯ|
уравнения напряжения
и » Е - 1{Ка + як + RC + Яд) - 2Д1/Щ, (1O-HS)
где Е — ЭДС обмотки якоря; Ra, RK, Rc, Rr — сопротивления, оп».
деляются по (1025), (10.48) , (10.60) , (1050) соответственно; 2Д17И
падение напряжения в щеточном контакте, принимается согласно при^
жению 4.
Однако Е в (10.115) является сложной функцией тока якоря /
тока возбуждения /в и состояния магнитной цепи маижны. Для спред.'
пения ЭДС Е необходимо задаться током возбуждения /в и током яко
ря /, рассчитать результирующую МДС:
= FB - F4d ±Fd + Fe <1О-Ч6)
Далее по характеристике намагничивания определяется ЭДС Е.
Если при указанных расчетах напряжение на выводах генератора
U = const, а рассчитывается зависимость тока возбуждения от тока
нагрузки /в =/(/)> то полученная характеристика называется регулиро-
вочной.
Если принимается полное сопротивление в цепи обмотки возбуждения
гв X = 001181 и определяется зависимость напряжения на выводах маши
ны от тока нагрузки: U = f(I), то полученная характеристика является
внешней характеристикой генератора. В этом случае МДС в (10.116)
где wB — число витков обмотки возбуждения.
Путем расчета серии внешних характеристик для нескольких зна*'
ний гв j можно построить нагрузочную характеристику, дающую зав»
шмость напряжения U на выводах машины от тока возбуждения /в ДО’
принятого значения тока нагрузки [14].
10.11. ОСОБЕННОСТИ ТЕПЛОВОГО
И ВЕНТИЛЯЦИОННОГО РАСЧЕТОВ МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА
Тепловой и вентиляционный расчеты машин постоянного тока
выв а клея на общих принципах расчета тепловых и вентиляпи0ЙВ
схем электрических машин, изложенных в гл. 7.
Для приближенной оценки тепловой напряженности машины noC^J|Jj
ного тока достаточно определить превышения температуры отдДО
активных частей ее при выбранных электромагнитных нагрузках
метрических размерах. В этом случае можно использовать приближ®
методики тепловых и вентиляционных расчетов.
184
0бычно рлссчитъ ают средние превышения температуры обмоток
«ря, возбуждения, добавочных полюсов и компенсационной, а также
SpxHocTH коллектора.
Эти превышения температуры с учетом приближенного расчета
лЯсны быть ниже предельных допускаемых значений, установленных
SjCT 183-74, не менее чем на 10%.
При расчете средних превышений температуры активных частей ма-
-лны сопротивления обмоток приводят к предельным допускаемым
\пературам для выбранного класса нагревостойкости изоляции. Для
jl0Ip сопротивления, вычисленные при расчете рабочих характеристик,
деобходимо умножить на коэффициент кт. При классе нагревостойко-
изоляции В кт = 1,15, при классе нагревостойкости F кт = 1,07,
-и классе нагревостойкости Н кт = 1,145.
вентиляционный расчет машин постоянного тока также выполняют с
использованием средних аэродинамических сопротивлений и конструк-
пдных размеров вентиляционных устройств серийных машин.
Для теплового и вентиляционного расчетов машины необходимо ус-
пиэвить мощности тепловых потоков, плопдади отдельных поверхно-
стей и коэффициенты теплоотдаче с этих поверхностей.
Потери мощности в обмотках с учетом поправочного коэффициента
Вт, составляют:
рвт * -в обмотке якоря;
Р„ , = fc /R — в обмотке добавочных полюсов;
Д.Т т иом д
Р = kI*R„ - в компенсационной обмотке;
К.Т т ном к
^с.т ~ ^т^ном^с — в стабилизирующей обмотке;
' , = в обмотке возбуждения.
Расчетные значения потерь в обмотках принимают при номинальных
Токах якоря и возбуждения.
Для расчета потерь, отводимых охлаждающим внутренние объемы ма-
воздухом и внешней поверхностью машины, принимают, что через
*шнюю поверхность отводится часть потерь обмоток возбуждения,
&и1Изирукщей, добавочных полюсов и компенсационной, равная:
п₽и исполнении по степеням защиты IP22, IP44 и способам охлажде-
"**1С01,1С17,1СЭТ
f»H = 0,1 (Рв т + Рс т + рд т + РК т); (10.117)
"гаоднениях П>44, IC0041
?*« - 0,3(Рвт + Рся + рдт + Р ); (10.118)
Исполнениях IP44,1С0141
185
Рвв 1 °-4<Рв.г + 'с.т + 'д.т + 'к-Л
(10.119)
Потери, отводимые охлаждающим воздухом из внутреннего обье
малины, составляют:
ХР' = ЪР - Рви,
(10.120)
где ЕР - Pi - Рком, а при исполнении по степени защиты IP44
“ * - Рно„ - Д(ЛЛ ♦ 'вевЛ
Соответственно потери P*it отводимые охлаждающим воздухом i3
внутреннего объема машины через поверхность i-й обмотки главных i
добавочных полюсов, в зависимости от исполнения малины и систем
охлаждения согласно (10.117) — (10.118) составляют 0&Pt; 07f
OfiPf. ’ ‘
При расчете среднего превышения температуры компенсационной
обмотки необходимо учесть и добавочные потери, вотнякапцж в полюс-
ных наконечниках главных полюсов вследствие зубчатости наконеэд
ков. Эти потери ориентировочно равны, Вт:
= *д[<*8к -W-J’•
\10 / 10®
(10.121)
где kL — коэффициент, зависящий от толщины листа стали главного по-
люса; = 1,5 при толщине листа 0,5 мм, к& = 2,8 при толщине лисп
1 мм и Лд = 4 при толщине листа 1 ,5 мм; к^К — ко>$<фнцмеят воздуш-
ного зазора полюсного наконечника; tK — зубцовый шаг паза компен-
сационной обмотки; Ьг, 1Т — ширина и длина полюсного наконечник:
главного полюса.
Расчетные поверхности охлаждения тепловыделяющих поверхностей
якоря обмоток главных и добавочных полюсов зависят от выбранной
системы охлаждения (радиальной или аксиальной) и формы и размеров
охлаждающих каналов, образованных поверхностями охлаждение
моток возбуждения главных и добавочньйс полюсов.
При тепловом расчете принимают следующие формулы для расчет
поверхностей охлаждения.
Поверхность охлаждения якоря, м2 :
при аксиальной вентиляции
S, = (яР + ик<1к)(/в - 0,5Е16), (10.1й
где пК, dK — число и диаметр аксиальных вентиляционных каналов
ря;- Х/б — общая длина (по длине якоря) бандажа,
186
прй радиальной
вентиляции
= яР(/в - 0^16 -*рЬр).
(10.123)
и , Ьр — 4110710 и ширина радиальных вентиляционных каналов.
Поверхность охлаждения пазовой части обмотки якоря и компеиса-
jjgOHHOH обьютки, м2,
5 * nZl6kc. (10.124)
гпе Л - периметр поперечного сечения паза: для овального полузакры-
wr0 паза П = я(г> + г2) + 2*1, для прямоугольного открытого паза
Я=2(ЬП + Ап)’ % — Д71*11*® магнитопровода якоря (главного полюса —
для компенсационной обмотки).
Поверхность охлаждения наружной поверхности лобовых частей об-
утки якоря, м2,
«л 2^<'вып - °’3/С.п> • <10J25>
где /вып - длина вылета лобовой части обмотки якоря: /выл = 0,3т
при 2р = 2 И /выП 0,4т при 2р > 4; X - полная ширина бандажа
лобовой части обмотки.
Поверхность изоляции лобовых частей обмотки якоря, м2,
2S , = 2ZI7 I , (10.126)
изл * из.п п’ ' '
где Пкз л - периметр поперечного сечения условной поверхности охлаж-
дения лобовой части; для овального полузакрытого паза Пкзл = (1 +
*’/2)(п + г2) + А>; Дл* прямоугольного открытого паза =
=2(ЬП + йп); 1П — длина лобовой части обмотки якоря, м.
Поверхность охлаждения лобовой части компенсационной обмот-
ки, м2:
Для стержневой обмотки
= 2р^/к.„(Ьд + Ад); (10.127)
(10.128)
Для катушечной (секционной) обмотки
\л = 2Р2К/КЛ(2ЬК.П ♦ Лк.п/2).
NK _ число стержней компенсационной обмотки на один полюс;
^к.д> hK д — ширина и высота дуги компенсационной обмотки; Ькл,
" ширина и высота паза компенсационной обмотки.
ов«рхность охлаждения обмотки возбуждения, м2,
5в = I П ,
В .CD В *
(10.129)
7Де j „
в.Ср — средняя длина витка обмотки возбуждения; Пъ — периметр
187
поперечного сечения условной поверхности охлаждения обмотки й
Суждения. Для определения периметра П по эскизу межполюсного q
определяют длины участков контура поперечного сечения обмотС
поверхности, прилегающие к сердечнику главного полюса, не учнц,
ются; поверхности, обращенные к каналам пжриной менее б мя ГТ
тываются с коэффициентом 0,5; поверхности, прилегающие к ак-
ционным рамкам, учитываются с ко>*^ ициекп м 03-
Поверхность охлаждения обмотки добавочных полюсов, м2.
5д “ 'д.ср^д- ООЛЗО)
где расчет периметра 77д - поперечного сечения условной поверхвосц
охлаждения л-Слп- чм «го полюса — производят так же, как и для
мотки возбуждения.
Поверхность охлаждения коллектора, м2,
5кол = ’ЛЛ’ 00131)
где DK и 1К -диаметр и длина коллектора.
Расчетное значение внешней поверхности охлаждения двигателя, №
*охд - ’Дви('б + 2'.ыд)- <1(Ш21
где £ви — внешний диаметр станины, м; ^ыл — вылет лобовых части
обмотки якоря, м.
Коэффициент теплоотдачи с поверхности твердого тела зависит от в
рактера течения охлаждающей среды, омывающей поверхность, коифа
гурации и размеров поверхности, характера покрытия и т.д.
Средние значения коэффициентов теплоотдачи с расчетных поверхя>
стей мании постоянного тока приведены на рис. 1029 — 1032.
Превышение температуры поверхности магнитопровода якоря иМ
температурой воздуха внутри машины, °C,
(10.135
где ав — коэффициент теплоотдачи по рис. 1029.
Превышение температуры внешней поверхности лобовых ч8СЗ
якоря, °C,
пов.л
2S О
л л
(Ю
188
Рис. 10 29- Коэффициенты теплоотдачи с поверхностей при аксиальной вентнля-
щИ
I - якоря и лобовых частей обмоток якоря при исполнениях IP22 и IP44;
2 - обмоток добавочных полюсов и параллельного возбуждения; 3 — дуг компен-
сационной обмотки; 4 - полюсного наконечник* главного поляка, обращенного
к воздушному зазору
Рис 10 30. Минимальные значения коэффициента подогрева воздуха при исполне-
ниях и способах охлаждения машины:
1 - fP22 (1С01,1С37), IP44, IC37 при Рвн < 0,6 м; 2 - 1Р44,1С0141 при Овн <
<; 0,22 м
W(m2bC)
• W.31. Коэффициенты теплоотдачи с поверхности коллектора:
1 ~ без аксиальных каналов; 2 — с аксиальными каналами
W.32. Коэффициенты теплоотдачи с поверхностей при радиальной вентиля-
"Коря и лобовых частей обмоток якоря; 2 — полюсного наконечника глав-
в воздушный зазор; 3 - обмоток параллельного возбуждения и до-
ЧНЬй полюсов; 4 - дуг компенсационной обмотки
189
Перепад температуры в изоляции
полузакрытых пазов, °C,
паза обмотки якоря для овал
где rj и г2 — размеры паза; Хэкв — эквивалентная теплопров0д,
ность внутренней изоляции секции из круглого провода: Х'ЭКв
«= 1,4 Вт/ (м2 - °C); Хэкв — эквивалентная теплопроводность изоляции
для классов нагревостойкости В, F,H Хэкв = 0,16 Вт/(м2 • °C);
для открытых прямоугольных пазов составляющая (rj + r3)i
/(8А',к.) = 0.
Перепад температуры в изоляции лобовых частей обмотки якоря, \ 1
где Лп — высота паза; для якорей с жесткими секциями из прямоуголь-
ного провода йп/(8Хэкв) » 0; для якорей со всыпными обмотка»
без общей изоляции лобовых частей секции ДЬИЗ/ХЭКВ 0.
Среднее превышение температуры воздуха внутри машины над темпе-
ратурой охлаждающей среды, ЪС,
(10.1ЗД
где ак — коэффициент подогрева воздуха (рис. 1030).
Среднее превышение температуры обмотки якоря над температур0*
охлаждающей среды, °C,
2,Ь
Д0 = (Д& + ди )—— +
сер ' а из л7 I
а ср
+ (АЛ + Atf ) 11-------------I + Ай . (Ю138
*• ПОВЛ И3-л' I > I воз v
\ сер /
Превышение температуры наружной поверхности обмотки воэбУ*
дения, °C,
AfB =</(2/’5в»в)> С013”
где ав — коэффициент теплоотдачи с поверхности обмотки возбУ*^
ния (рис. 1029).
190
р>счет Рв в зависимости от исполнения машины и системы охлаж-
яил приведен выше.
Перепад температуры в изоляции многослойной катушки обмотки
|ОэбужДения’ °с»
Рв / йв А»и, .\
\8Чхв + — / (10.140)
jrf bt — средняя ширина катуики; Хэкв и Хэкв пргяммажтея таким*
как и для изоляции обмотки якоря: Х'экв = 1,4 Вт/ (м2 - °C), ^кв =
.0,16Вт/(м2 .’С).
Для катушек возбуждения, выполненных из проводов прямоуголь-
ною сечения, составляющая ЬВ/8ХВКВ «=0.
Среднее превышение температуры обмотки возбуждения над темпе-
риурой охлаждающей среды, С,
= Д*в * Д^э.. + ^воэ' <10141>
Превышение температуры наружной поверхности обмотки добавоч-
ных полюсов над температурой воздуха внутри малжны, °C,
где ац — коэффициент теплоотдачи с поверхности добавочного полю-
« °д = «в-
Перепад температуры в изоляции многослойной обмотки добавочного
полюса, °C,
ft. 1 ь. _ ль \
- д’т j 1 КТЩ f иэщ 1
И3-Д 2р 5П ! д \кв j
ГДе \т.д ~~ ширина обмотки добавочного полюса; х'экв и Хэкв прини-
зится такими же, как и для изоляции обмотки якоря с полузакрыты-
ми пазами; Д Ьиз д = 0 для обмоток из прямоугольного провода.
Среднее превышение температуры обмотки добавочных полюсов над
1емпературой охлаждающей среды, °C,
4”ц.ср = + (10-143)
Превышение температуры поверхности полюсного наконечника глав-
110«>попюса> °C.
/ "г \
Л< .Т I | I + ^СТ.П
*0 = -----! КСр-'----------- , (10.144)
2₽»г'г«ГЯ
191
где аГД1 — коэффициент теплоотдачи с поверхности главного под^.
(рис. 10,29); Ьг, /г — ширина и длина полюсного наконечника Глааи?
го полюса, м.
Перепад
ки, °C,
в пазовой изоляции компенсационно^
температуры
Дй
ИЗ.К
2р2к2(»
2k Д6
f из.к
к-ср
-П + \л^г\кв
00.145)
где ДЬИЗК — толщина пазовой изоляции компенсационной обмоткц
(см. табл. 10.13); Ькл, Лкл — ширина и высота паза компенсапи0в.
ной обмотки.
Превышение температуры лобовой части компенсационной обмотки
над температурой воздуха внутри машины, °C,
I
. „ ' K.CD '
~-------------> (10.146)
®КЛ°ДЛ
где а_ж — коэффициент теплоотдачи дуг компенсационной обмотки
(рис. 1029).
Среднее превышение температуры компенсационной обмотки вад
температурой охлаждающего воздуха, °C,
2/к
Д€> = (Д# + Д£ ) ------— +
к.ср v “к_п '-‘из.к 7 .
к.ср
+ - 7^) +^воэ- (10.147)
\ к.ср /
Превышение температуры поверхности коллектора над температурой
воздуха внутри машины, °C,
Д0 = Д(Р + Р )/($ а ), (10.148)
к ' ш тлт' к к7» ' К
где ак — коэффициент теплоотдачи с поверхности коллектора!110
рис. 10.31); потери в щеточном контакте определены при расчете р2^0
чих характеристик машины.
Среднее превышение температуры коллектора над температурой °*
лаждающей среды, °C:
при входе охлаждающего воздуха со стороны, противоположной к011
лектору,
192
(10.149)
д, = Д€> +2Д0 •
Д17к ср К воз’
При входе охлаждающего воздуха со стороны коллектора
Д^СР = Д*к + Д*во,- (10.150)
расход воздуха, необходимый для охлаждения машины, м3/с,
евоз = ЕР7(П00.2Д^оз), (10.151)
IP* определяется согласно (10.120); Д^воэ — среднее превышение
^мпературы воздуха внутри машины; при вентиляционном расчете при-
длмается, что превышение температуры выходящего из машины воздуха
входящим в 2 раза больше среднего превышения температуры
Д^воз’Т'е‘ ^вых — ^вх ~ ЗЛ^воз-
Давление вентилятора, Па, необходимое для обеспечения заданного
расхода воздуха Своз,
Н = Z& в
п ^воз’
(10.152)
где Z — эквивалентное аэродинамическое сопротивление вентиляцион-
ного тракта машины; средние значения Z приведены на рис. 75.
Аэродинамическая характеристика вентиляционной системы машины
с вентиляторами центробежного типа описывается квадратичной пара-
болой
и = яои - (ево,/е0воз)’], (Ю.153)
где Но — давление, создаваемое вентилятором в режиме холостого хо-
да (Своз ~ 0) > С?овоз — расход вентилятора в режиме короткого замы-
кания (при работе вентилятора в атмосфере Н= 0).
При аксиальной системе вентиляции наружный диаметр центробежно-
го вентилятора, м,
02 * 05>dc, (10.154)
Где - внутренний диаметр станины, м.
Внутренний диаметр колеса вентилятора, м,
Di = (1,25 4-1,3) D, (10.155)
диаметр якоря.
Ширина лопаток вентилятора
6л.в = (0,12 -0,15) Г>2. (10.156)
Число лопаток вентилятора выбирается согласно формуле (6.131).
^Копылов и др. (ки.2) 193
Давление в режиме холостого хода, Па,
На = Ча0₽(^ - (10 15,
где т]а0 «= 0,6 — КПД вентилятора в режиме холостого хода;
г2 = (яР2и)/60; Vi = (я£>1Л)/60.
Расход воздуха в режиме короткого замыкания (2втах, м3/с,
eBmox = 0,42v2S2, (1ОД58)
где S2 = 0,92яР2Ьпв.
Действительный расход воздуха GBO3 при известных значениях
Я, QBTnax определяется согласно (10.152) и (10.153), м3:
2воз евт„>/я«/(Яо ♦ ZQBmJ. (10.159,
Действительный расход воздуха, рассчитанный по (10.159), должен
быть равен необходимому расходу (10.151). Если это равенство необес
печивается, то путем изменения ширины вентилятора Ьп в и диаметров
Р2 и Pi необходимо обеспечить требуемый расход воздуха.
Мощность, потребляемая вентилятором, Вт,
Рвен
где т?э = 0,18 4-0,2 - энергетический КПД вентилятора.
При радиальной системе вентиляции, выполняемой в основном в тихо-
ходных машинах большой мощности (тысячи киловатт), вентиляцион-
ный расчет проводят по полной схеме аэродинамических потоков, охлаж
дающих машину. Методика указанных расчетов изложена в гл. 7. Коэф-
фициенты теплоотдачи с поверхностей активных частей машины при ра
ддальной системе вентиляции приведены иа рнс 10.32.
Прямер расчета двигателя постоянного тока
Задание на проект и исходные данные
Рассчитать двигатель постоянного тока со следующими данными-
мощность Рном =11 кВт;
номинальное напряжение сети Ц|ОМ = 220 В;
номинальная частота вращения ином = 1500 об/мин;
высота оси вращения h = 160'10-3 м;
возбуждение параллельное без стабилизирующей обмотки;
исполнение по степени защиты IP22, по способу охлаждения - самовеЯ*^
ция (IC01);
режим работы — продолжительный;
изоляция класса нагревостойкости В.
194
конструкция двигателя должна соответствовать требованиям ГОСТ иа уста-
офше размеры и размеры выступающего конца вала (ГОСТ 13267-73), а также
м техническим требованиям на машины электрические (ГОСТ 183-74). За
мУ конструкции принимается машина постоянного тока серии 2П.
ОСЯ0 дополнительном задании можно предусмотреть расчет стабилизирующей об-
j^otkh возбуждения, методика расчета которого приведена в гл. Ю.
Выбор главных размеров
I. Предварительное значение КПД двигателя выбираем по рис. 10.7: 7) = 84%.
2* Ток двигателя (предварительное значение)
I „ =РМОМ-10’ЛЧ1СОМ) = и-Ю3/(034-220) = 59.5 Л.
'1НОМ ном ном
з. Ток якоря
/„om=<I-*.),1kom=0'S‘S-5’-S=5W2A-
где = 0,035 по табл. 10.8.
4 Электромагнитная мощность по (102)
100 + 7) 100 + 84
P = Р + ----------- = 11 000 + ------- = 12 048 Вт.
ном 2т? 2-84
5. Диаметр якоря согласно § 10.3 D ~ 0,156 м.
6. Выбираем линейную нагрузку якоря по рис. 10.9
А = 2 • 104 А/м.
7. Индукция в воздушном зазоре по рис. 10.10
8g = 0,68 Тл.
Расчетный коэффициент полюсной дуга по рис. ЮЛ
«g =0,62.
8. Расчетная длина якоря
, _ 6.1 Р 6,1-12 048
'g----------------------- ----------------------------- = 0237 м.
ag яном 0,62 *2 •104• 0,68 - (0.156) 2 -1500
9- Отношение длины магнитопровода якоря к его диаметру
= /g/О = 0237/0,156 = 1,52.
J0. Число полюсов принимаем 2р = 4.
П. Полюсное деление
Т = ?ГП/2р = ТГ-0Д56/4 = 0Д22 м.
12- Расчетная ширина полюсного наконечника
Ь6 = а^т - 0,62 - ОД22 = 76 10“3 м.
^йна ^ействительная ширина полюсного наконечника при эксцентричном зазоре
Расчетной ширине.
6 а .
Р 6g = 76 10 3 м.
195
Выбор обмотки якоря
14. Ток параллельной ветви
1а = 7/(2л) = 57Л/2 = 28,7 А.
15. Выбираем простую волновую обмотку с числом параллельных ветвей 2« ~-
16. Предварительное общее число эффективных проводников по (ЮЛ)
пОЛ _ 7Г-ОД56-20 -103
N = —— = —_ 1 = 342. 28,7
17. Крайние пределы чисел пазов якоря с использованием (10-5)
_ HD Я-0Д56
%тп(л . Zlmax - = 24; <2 Ю'2)
7. = = max . Ztmin ir-0,156 = 49. 1 -IO-2
Принимаем Z = 29; tZl = JtD/Z - 16,9-10 3 м.
18. Число эффективных проводников в пазу
Nn = H/Z = 342/29 = 11,79 = 12.
принимаем целое четное число Nn - 12, тогда
№ NnZ = 12 -29 = 348-
19 Выбираем паз полузакрытый овальной формы с параллельными ^сторонами
зубца.
20. Число коллекторных пластин К для различных значений нп = К/Z выб«
раем, сравнивая три варианта:
№ варианта % K=unZ w — c 2K U ,B к ср’
1 1 29 6 ЗОЛ
2 2 58 3 15Д
3 3 87 2 10,1 "
Поскольку напряжение между двумя соседними коллекторными пластик*
Ц<_ср = 2pU/K должно быть в пределах, не превышающих 15 16 В, принимаем®
риант 3; в этом случае обмотка имеет целое число витков в секции н>с = 2,Ч* ,
коллекторных пластин К - 87, число эффективных проводников в пазу Яц 9
число секций в обмотке якоря 2VC = Л//(2и>с) = 348/4 = 87.
21. Уточняем линейную нагрузку.
А = MJirD = 348 • 28,7/(7Г-0,156) = 20 379 А/м.
196
22 Корректируем длину якоря:
20 000
, = 0,237-------- = 0,232 м,
20 379
23 НарУ}КНь1^ Диаметр коллектора при полузакрытых пазах (10.7)
п = (0,65 *0,8£>) » (0,65 0,80) 156-10'3 = (94 v 125)-Ю’3 м.
^к
fjo таблице предпочтительного ряда чисел (см. § ЮЛ) принимаем диаметр
коллектора
п = 123-1О-Зм.
к
24. Окружная скорость коллектора
_ 11-0J25 -1300
’к 60 60
= 9,8 м/с.
25- Коллекторное деление
(j( = rt>x/K = ir-0.125/87 = 4,5 • 10~3 м.
26- Полный ток паза
1TDA тг-0,156 • 20 379
27-Предварительное значение плотности тока в обмотке якоря
7 = AJJA = 1.6 «"/го 379 = 7,83 -106 А/м’,
ще AJa предварительно выбираем по рис. 10.11.
28, Предварительное сечение эффективного провода по (10.9)
Я = 7 Ua = 28.7/(7,85 - Ю6) = 3.7 • !0"‘ м’.
Принимаем всыпную обмотку с крутыми проводниками и числом проводни-
ков, равным двум, марка провода ПЭТВ (см. табл. ПЗ-1), диаметр неизолирован-
когО-провода dr ® 1,6'10-3 м, диаметр изолированного провода <?иЭ = 1,685 к
м, сечение провода 2,011 -10'6 м2, сечение эффективного проводника об-
мотки якоря q = Яэл qm =2'2JD11 *10"6 = 4.022-10~б м2.
Ресчет геометрии зубцовой зоны
29, Сечение полузакрытого паза (за вычетом сечения пазовой изоляции и паэо-
-Пг клина) при предварительно принятом коэффициенте заполнения паза к3 =
'468- 0,72 По (1021)
= = 212<b683J02>l =94-6.10-м’.
кз °’72
^0- Высота паза (предварительно по рис. 10.13)
\ ~ 22 мм,
I
197
высота шлица паза Аш =0,8 • 10" 3 м, ширина шлица 2»ш = 3 -10-3 м.
31. Ширина зубца по (10.11)
fl8rZi 0,68-16,9-ю"3
bz------------ =-------------------- = .10~2 м,
z о + 1,93 -0,93
®Z*c
щс В= 1,93 Тл - допустимое значение индукции в стали зубца по тас,,
при частоте перемагничивания стали зубцов ' L
/ = рп/60 - 2 1500/60 = 50 Гц;
*с ~ °>95 _ коэффициент заполнения магнитопровода якоря сталью по табл ,
32. Больший радиус по (10.14)
*(Р - 2Л ) - Zb7
'» = ----------------------- =
2(П + Z)
тт(0,136 - 2-0Z 10~3) - 29-62-10
2 (л +29)
= 4,75 »10'
Принимаем = 4,75'10-3 м.
33. Меньший радиус по (10.15)
ТТ(О - 2ЛП) Z8-, я(0.156-2 -22 -10"3) 29-62-10 3
—------------------= --------------——-------------------= з,з-io's м
2(Z К)
2(29—тт)
34. Расстояние между Центрами радиусов по (10.16)
*1 = *„ - *ш - П - г, = 22 •10~Э - 4-75 10~’ - 3,3 10~’ = 13 10*Э"
35. Минимальное сечение зубцов якоря по табл, 10.16
Z
sz 'fya6bzbb'te ~
29
= — • 0,62 62 - 10~3 - 232 • 10~3 0,93 = 61А 10-4 м2.
4
36. Предварительное значение ЭДС
Еном = Чюм*д = 220 °’9 = 198 В’
где Ад = 0,9 по табл. ЮЛ.
37. Предварительное значение магнитного потока на полюс
60Е €
_ _ ном
г"°М ’ ₽""hom
38. Для магнитопровода якоря принимаем сталь марки 2312. Индукция в **
нии зубцов
BZ = Фбном/52 = 1,14 ' Ю-а/61,4 10"4 =* 1,856 Тл.
60 198-1
------------ = 1,14 -10 2 Вб.
2 - 348 -1500
198
fycner обмотки якоря
Длина лобовой частя витка
. « (1,2*135)7 = (13 *1,35) 122-10"’ = 165 10“3м.
‘л
40. Средняя длина витка обмотки якоря по (1022)
I = 2 (С + V = 2(0332 + ОД65) = 0,794 м.
«вСр П П
41 Полная длина обмотки якоря
N 348
, = — / = ------- 0,794 = 138,1 м.
2 а СР 2
42. Сопротивление обмотки якоря при я? = 20 °C
£мя 138Д
R = --------—------ = ------------------------ =0,156 Ом.
° 57'10%e(2e)2 57'10е • 4.022 • 10~е * 22
43 Сопротивление обмотки якоря при 1? = 75 °C (см. табл. 5.1)
/?йн = 122/?с = 122 0Д56 = 0Д9Ом.
44 Масса меди обмотки якоря по (1026)
"мв = 89001ма<гв = 8900'138,1 •4’022 1 IO’6 = 4,94 кг.
45. Расчет шагов обмотки,
а) шаг по коллектору и результирующий шаг
>к = У = 1 !>/Р = <87 " = 43;
б) первый частичный шаг
У1 = АГ/(2р) ±е = 87/4 ±3/4 = 21;
в) второй частичный шаг
>2 = У - У1 = 43 -21 = 22.
Определение размеров магнитной цепи
46, Предварительное значение внутреннего диаметра якоря и диаметра вала
°0 “ 27’^Рном/яном = 27 V^n/OOO = 52 • 10‘3 м.
fxoM = И «Вт; "ном = 1500 об/мин.
Чотабл. 10.11 принимаем Do = 55 *10 м.
47 Высота спинки якоря (см. рис. 10.12)
* _2>-О0 156 10*3 -55 10~3 и
hl-~2---------*„ = ------------~2-------------22-10’ =
а 28,5 Ю"3 м.
^РИНимаем № сердечников главных полюсов сталь марки 3411 толщиной
**4 коэффициент рассеяния Ог = 1,15, длину сердечника 1Г = /g = 0,232 м,
199
коэффициент заполнения сталью по табл. 2.1 кс = 0,95, ширину выступа полюса
го наконечника Ьл ъ 0,2Ьр = 8 -10-3 м. °
49. Ширина сердечника главного полюса (см. рис. 10.18)
ьг = ьр -2ЬГЛ » 76-10~3-2-8 -10"3 = 60-10~3м.
50. Индукция в сердечнике по (табл. 10.17)
в °гФ6ном _ 1Д5-1Д4-10-2
Г Wr 0,95 - 60-10"3 -232 -10~3
51 Сечёние станины
= 0,99 Тл.
°гФ6иом 1,15 -1.14-Ю’2
S = - ............ = ---------------
с 2В 2'1,3
с
где Вс =1,3 Тл (см. § 10,6).
52. Длина станины по (10-52)
= 50Д -10“4м2,
/с = /г +0ДС = 0232+0,4 «0,156 = 294 -10“3 м.
53. Высота станины (см. табл. 10.17)
*с = SCHC = 50Д • 10-’/ (294 -10-3) = 17 • 10"3 м.
54. Внешний диаметр станины
Dm = 26 - (8 - 10)-10~3 = 2 -160-10 3 - (8 - 10)-IO"3 = 310 -10~эм.
55. Внутренний диаметр станины
dc = D - 2hc = 310 • 10~3 - 2 -17 -10“ 3 = 276 -10-3 м.
56. Высота главного полюса (см. рис. 1023)
dc~£-26 276-Ю"3 —156-10"3 2-15 -Ю"3 Я
h = -------------- = ---------------------------------- =585-10 к
г 2 2
где 5 = 1,5 • Ю*3 м - воздушный зазор согласно рис. 10.17.
Расчетные сечения магнитной цепи
57. Сечение воздушного зазора (см.табл, 10.17)
S6 = Ьр'б = 76-10”3 - 232 -10~3 = 176.32 -10“’м2.
58. Длина стали якоря
- 15*ст = 232 -10~3 -0,95 = 0,220 м.
59. Минимальное сечение зубцов якоря (см.табл. 10.16)
Sz = 61,4-10"’м2.
60. Сечение спинки якоря (см. табл 10.16)
si = lcrhj = 220А 10~3 '28-5' 10~3 = 62’8 10~4 м’-
200
61. Сечение сердечника главного полюса (см. табл. 16)
s = talrbT = 0,95 • 232 • 10~3 • 60 • 1<Г3 = 1322 10~4 м2.
62 Сечение станины (см. п. 51)
Sc = 50,4 • 10~4 м2.
Средние длины магнитных линий
63 Воздушный зазор (см. рис. 10.17)
6 = 1,5 10~3 м.
64. Коэффициент воздушного зазора, учитывающий наличие пазов на якора
по (10.50)
*214106 _ ЦЗ-Ю'*»!»-»-10~3 _
С‘ 'zi-i,m + 105 16,9-Ю"3-3-10"3 + 10-1^-10"3
65. Расчетная длина воздушного зазора
Lj = *£в6 = 1.1 -1Л 10“3 = 1,65 10‘3 м
66. Длина магнитной линии в зубцах якоря (см. табл. 10.16)
6Z = Лп -0,2г, = 22 -10-3 - 02 -4,75 -10-3 = 21 -10-3 м.
67. Длина магнитной линии в спинке якоря (см. табл. 10.16)
я (Л о + Л.) Л.
L = --------£_ + _£ =
} 4р 2
77(55 - 10"3+ 28,5-10"3) 28,5 10"3 ,
= ---------------—— + ---------------- = 47 -10'3 м.
4-2 2
68 Длина магнитной линии в сердечнике главного полюса
£г = Лг = 58,5 -10"3 м.
69 Воздушный зазор между главным полюсом и станиной
£CJ1 = 2/г’ Ю"* + 1 10"* ~ 0,15 - 10"3 м.
70 . Длина магнитной линии в станине (табл. 10.16)
£ _ Я(Рвн " Лс) Ас
С 4р + ~2~
в 77(310 -10"3-17 10"3) 17 10"3 -
--------------------------- ------- = 12з^ .10 3 м.
4-2 2
^^укция а расчетных сечениях магнитной цепи
Индукция в воздушном зазора (см. табл. 10.16)
*вном = ф6ном^6 = 1з14 ' Ю“2/17632 • Ю"* = 0,646 Тл.
201
72. Индукция в сечении зубцов якоря (табл. 10.16)
вг = ф6но1Л = 1114' ю’2/*61'4 -10~4> = W тл.
73. Индукция в спинке якоря (табл. 10.16)
®/ = ф6ном/25/ = 1.14 10-3/(2 62,8-10"*) = 0,9 Тл.
74. Индукция в сердечнике главного полюса (см. табл. 10.16)
„ °гФ4иом 1.15 1,14 10~2
Вт =----------=-------------------------- 0,99 Тл.
Sr 132,2 • 10"*
Для стали 3411 допустимое значение Вт < 1,5 Тл.
75. Индукция в станине (см. табл. 10.16)
°гФ«иом _ 1,15 1.14 10“2
В — — — -------— ------ — 1.
с 25 2-50Д
с
76. Индукция в воздушном зазоре между главным полюсом и станиной ВL =
= Вг = 0,9 Тл.
Магнитные напряжения
77. Магнитное напряжение воздушного зазора
Fj = 0,8В6£6 106 - 0,8 • 0,646 1,65 -10“’ -10* = 852.7 А.
78. Коэффициент вытеснения потока
* - 'Z,'S - 16,9 ~ 10~3 -232-10~3 _ 7
Z bz‘cr 6J • 10-3 • 220А 10-3
79- Магнитное напряжение зубцов якоря
Fz = HZLZ = 16,4-103 -21 • 10"3 = 344,4 A,
= 16Д '103 А/м определяется по приложению 1 для стали марки 2312 пр*
индукции в зубце согласно п. 72 Bz = 1,85 Тл.
80. Магнитное напряжение ярма якоря
Fj - HfLf = 1,9 • 102 -47 • 10“ 3 - 8,9 А,
где Hj - 1,9 • 102 А/м по приложению 1,
81. Магнитное напряжение сердечника главного полюса (сталь марки 3411)
Fr - HTLT = 1,7 -102 -58,5 -10“3 = 9,9 А,
где Нт = 1,7 -102 А/м по приложению 1.
82. Магнитное напряжение воздушного зазора между главным полюс°м*
НИНОЙ
FCJ1 = °’8ВГ£СП '10* = °’8 '0>99 '°’15 ’10 3'10* = П? А-
202
203
Продолжение табл. 20.20.
Расчетная величина Расчетная формула Единица величины °-5Ф6иом “•75ф6ном °-9фг«™ 1,1Ф, биом 115ФЙ«ОМ
Магнитное напряже- ние ярма якоря Fl =ЧН! А зл 6.0 ев 8,9 11 12.2
Магнитный поток главного полюса фг = огФ6 Вб 0,65 -10' 2 0,97 -10“2 1Л-10"2 1,31-ю"2 1Л Ю’2 13 -10"2
Магнитная индукция в сердечнике главно- го полюса вг = ФЛ Тл 0Д95 0,748 0,89 0,99 1,089 1,14
Напряженность маг- нитного поля в сер- дечнике главного полюса для стали 3411 я г А/м 85 127,5 153 170 220 240
Магнитное напря- жение сердечника главного полюса F = L Н г г г А 4.8 7.2 8.7 9,7 12,5 13,7
Магнитная индукция в воздушном зазоре между главным по- люсом и станиной В -В ел г Тл 0Д95 0,74 0,89 0,99 1,089 1.14
Магнитное напряже- ние воздушного за- зора между станиной Г- п4 S ь я II X О О to » о b А 60 89 107 119 131 137
Магнитная индукция в станине в- с ZSC Тл 0,65 0,975 1,17 13 1ДЗ 13
Напряженность маг- нитного поля в ста- нине (для массив- ных станин) Нс А/м 535 890 1227 1590 2300 2890
Магнитное напряже- ние станины Fc = lc"c А 66 ПО 151 196 284 357
Сумма магнитных напряжений всех участков магнитной цепи *4 N4 я + и +F + сл А 564 925 1041 1530 2006 2550
Сумма магнитных напряжений участ- ков переходного слоя + г, * F! А 434 665 898 1211 1579 2043
83. Магнитное напряжение станины (массивная сталь марки СтЗ)
Fc =Яс£с = 15’90-Ю2-123^-10“Э = 196 А.
где Нс = 15,90 -102 А/м по приложению 1.
84. Суммарная МДС на полюс
Fb + FZ + + £*г+ ^сл + Fc
= 852,7 + 344,4 + 8,9 + 9,7 + 119 + 196 = 1530 А.
Расчет характеристик намагничивания машин приведен в табл. 10.20,
85. МДС переходного слоя
FSZf = F6+FZ+FJ ~ 852,7 * 344Л + 8£ = 1206 А.
Расчет параллельной обмотки возбуждения
86. Размагничивающее действие реакции якоря определяют по переходной»
рактеристике (рис. 10.33) согласно ЮЛ Fq(j = 220 А.
87. Необходимая МДС параллельной обмотки
FB = F^ + Fq(J ~ 1530 + 220 = 1750 А,
88. Принимаем предварительно ширину катушки пасмлжт мой обмола
Ькт в = 25 - 10“3 м, тогда средняя длина витка обмотки по (10.57)
'с.в = 2 «г + bt> + ’’«’кт.н + 2Днз> =
= 2(255 .10-3+60 10"3) +я(25 *10-3 + 2 -0.5 -10"3) = 711,7 10"3м,
где Диз = 0,5 *10 3 м — односторонний зазор между катушкой и полисом
89. Сечение меди параллельной обмотки по (1058)
km2pF I а
_ з.в в влр
5,7-10бС/в
1,1 -1,22 - 4 - 1750 711Д -IO"3-I _
= ----------------;---------------- = 0533 мм2
57 -106-220
где а — число параллельных ветвей обмотки параллельного возбуждения, пр0®
маем в = 1; к3 = 1,1 -г 1,2 - коэффициент запаса.
Рис. 10.33. Переходная характер”
(2) и характеристика холостого ХОД3
машины
206
иЯимаем по табл. 10.18 круглый провод ПЭТВ, по табл. П3.1 диаметр
рванного провода <7Г = 0,8 - 10-3 м, диаметр изолированного провода
0,865 - Ю-3 м, сечение провода $из = 0,503 мм2.
***90 Принимаем номинальную плотность тока (для машин со степенью защиты
L)1™ пЛ0-7
. = S • 106 А/м2.
Л Число витков на полюс по (10.64)
% _ 1750
*'в 7в9в 5 • 106'0,503 10~б
696.
92 Определяем номинальный ток возбуждения:
'.ЛОМ = F./wb = 1750'696 = 2-S А.
BJ1OM ю в
93-Плотность тока в обмотке
'.«,м =’-106 А/м2.
ВЛОМ
94. Полная длина обмотки
£в = 2р/в.ср% = 4'711»7 -10 3 '696 = 1981 м.
R = ----“__
57-10%
95, Сопротивление обмотки возбуждения при температуре t = 20 °C
% 1981
---------------------= 69Д Ом.
5? -10* -0,5 -10"е
96. Сопротивление обмотки возбуждения при 1? = 75 °C
лВ75с = 1.22Яв = 1,22'69,1 = 84,3 Ом,
97. Масса меди обмотки возбужденная
Vb = 8’9£в?в ’Ю“3 = 8,9 -1981 -0,5 ' 10"6 • 103 = 8,87 кг.
и^°1^г₽уК|^ии изоляции и крепления обмоток главных полюсов приведены в
Коллектор и щетки
98-Ширина нейтральной зоны по (10.76)
Ч-э ~ Т - bp = 122 - Ю"3 - 76 -10"3 - 46 • 10"3 м.
Е* ХвРИКИМаеМ шиРину шетки равной b ~ (2-^4)fK; по табл. П4.1 выбира-
Дартные размеры щетки: bml.„ = 10 - Ю”3 -25 -10~3 м2.
1°0 . П ш ш
• поверхность соприкосновения щетки с коллектором
14 а ьчх1щ = 10-10-3'25-Ю"3 = 2Л-10"4м2.
101. п
ри допустимой плотности тока 4ц “ И 'Ю4 А/м2 число щеток на болт
207
л, ном 59,5
Nui---------Т = ------------------~----------- 1’08'
₽5щ щ 2 '2,5 • 10"4 • 11 • 10*
Принимаем Лщ = 1.
102- Поверхность соприкосновения всех щеток с коллектором
= 2pNmSm = 4 -1 - 2,5 • 10"4 = 10 • 10"4 м2.
103. Плотность тока под щетками
<и = ° 2 Я»"5'10'1<Г* = »•« • 10‘ */«’•
104. Активная длина коллектора по (10,80)
'к =
= 1(23 10"’ + 8-10~’)4 10-10"’ = 43-10~’м,
Коммутационные параметры
105. Ширина эоны коммутации по (10.75)
10-Ю3 1 з\ 156*10"®
+3 + - 1 • 4Д • 10 3-
4»5 -10~3--------------------------------2-4у 125 ♦ 10~3
= 30,7 *10-3 и.
106. Отношение ЬЭЖ/(Т - Ьр) = 30,7/46 = 0,668, что удовлетворяет ус»
вию ЬЗМЦТ - Ър) - 0,55 *0,7.
107. Коэффициент магнитной проводимости паза (10.69)
Л = о 6 — 4 — + 2-5'10* «
2,3 ьш '« А,шгч р
= 06 22'10 Э 4 0,8-10"’ 165 10"’
2-3,3-10"’ 3-10"’ 232 -10"’
10s 1
4 ------------------------- _ =4,05,
20379 - 232 • 10"’ -2-12,2 2
me f, = яОл/60 = я-136•10"’1500/60 = 122 м/с - скоростьжкор>-
108. Реактивная ЭДС (10.68)
= 2Л»с/5Л»1-10"‘ = 2-4.03-2-232 10"’-20379-12,2-10"4 - О-93'
109. Воздушный зазор под добавочным полюсом принимаем 5 s <1,Э
при 6 = 1,5 -10 Зм принимаем 5Д - 3-10“3м. f
110. Расчетная длина воздушного зазора под добавочным полюсом
= *6д5д = 1.07'3 • 10"3 - 3.2 -10"3 м, где
208
'zi+106n _ 16,9 10~3 ПО З -10~3
*6я 'zi *>ш+108д 16,9 -10~3 - З-3 + 10-3 10’3
111 - Средняя индукция в воздушном зазора под добавочным полюсом
5д 2“'c'«v« 2•2•23210“3-12Д
gje £* » 1,1 fp * 1,1 *0,83 = 1,02 В принимаем для обеспечения несколько уско-
ренно^ коммутации.
112- Расчетная ширина наконечника добавочного полюса согласно (10-82) и
ка основании предварительных расчетов
ь' < (0,55^0.75)6 <(0,55-00,75) -30.7 -10“3 = 17 -10’эм;
Д З'к
ь' -Ъ + 28 = 11 -10’3 + 2 -3 -10*3 = 17-10"эм.
д Д-Н Д
113- Действительную ширину наконечника добавочного полюса принимаем в
дределахв bRM & (0^-г0,65)дд:
6 „ = 11 • I0'3 м.
д.и
114, Магнитный поток добавочного полюса в воздушном зазоре
Ф< = Вх = 0,1-232 -10~3 17 10 3 = 0.394 -10-3 Вб.
Од Од дл д
115. Принимаем коэффициент рассеяния добавочного полюса од = 2,5 (см,
§ 10.9), магнитный поток в сердечнике добавочного полюса
Фд = ОдФвд = 2.5 - 0,394 • 10-3 = 0,985 • 10-3 Вб.
116. Сечение сердечника добавочного полюса
S„-l Ьк = 232 IO-3 11 -0.95 = 24.2 10~* м3.
Д дл д.и с
117 Расчетная индукция в сердечнике добавочного полюса
Всд = ФД/5Д = 0,985 -10-3/(24,2 -10"4) = 0,4 Тл.
118. Высота добавочного полюса
8Д = (О, - 26д)/2 = 57 • 10~3 м.
Результаты расчета магнитной цепи добавочных полюсов сведены в табл. 10.21.
Расчет обмотки добавочных полюсов
119, МДС обмоткн добавочного полюса (табл. 1021)
= 1565 А.
120. Число витков обмоткн добавошюго полюса на один полюс по (10.87)
\ = 1565/57,42 = 2725.
°Р*Иим»ем н’д = 28 витков
209
Таблица 10.21. Расчет МДС обмотки добавочных полюсов
Расчетная величина Расчетная формула Единица Числен^? величины зна»*^
Магнитный поток в воздушном зазоре *гв Вб — 0,646* ю-J
Магнитная индукция в воздуш- ном зазоре в - Фбд Ъ'ь Тл 0,10
Магнитное напряжение воздуш- ного зазора А 240
Магнитная индукция в зубцах якоря Bz = *гв6д Тл 0287
Напряженность магнитного по- ля в зубцах якоря "z А/м 50
Магнитное напряжение зубцов якоря Fz = "zLz А 1J05
Магнитная индукция в ярме: на участке согласного направ- ления главного потока и пото- ка добавочных полюсов ф6 + ФАП Bfl = 6д Тл 0,937
на участке встречного направ- ления главного потока доба- вочных полюсов _ _ ф6-ф6д 0.875
" 23, Тл
Напряженность магнитного поля- на участке с индукцией Вц нп А/м 210
на участке с индукцией Bj2 Н12 А/м 177
средняя напряженность маг- нитного поля в ярме „ _ НЦ - н!2 А/м
/ср 2
Магнитное напряжение якоря F. = Hi^Li / /ср / А 1»5
Магнитный поток добавочного полюса Ф„ = О„ФХ„ Д Д ОД Вб 0,985-10'
Магнитная индукция в сердеч- нике добавочного полюса вед = Фд'5д Тл ОД 07
Напряжение сть магнитного по- ля в сердечнике добавочного полюса "ед А/м 336
Магнитное напряжение сердеч- ника добавочного полюса Fp..n ~ LnHCJl А 19,65
210
Продолжение табл. 10.21
расчетная величина Расчетная формула
чистое напряжение «оэдаш- - «ЛВ S зазора между станиной и JpfrBO’WbJM полюсом при А 65
магнитная индукция в станине: Ш участке согласного направле- /?с1 = лля магнитных потоков главно- го и добавочного полюсов фг + фд Тл 1Д1
Ме
не участке встречного налрав- Вс2 : пения магнитных полюсов главного и добавочного по- . Фг - *Д Тл 1,39
“е
люсов
Напряженность магнитного поля в станине
на участке с индукцией ВС1 Нс1 А/м 2351
на участке с индукцией Вс2 Нс2 А/м 2280
Средняя напряженность магнит- Н него поля в станине с*с*’ _ "d * ЯС2 А/м 37
2
Магнитное напряжение участка F = станины с Wc А 4,6
Сумма магнитных напряжений F v = F v +• F,. + F, + В«х участков дХ 6д Z / + F + Fc + F сд Ослд с А 322
МДС обмотки добавочного F = °°люса д А 1565
121. Предварительное сечение проводников по (10.88)
9Д = //(лд/д) - 57 Л2/(1Л • 10*) = 11,5 10"® м2.
Притоке /д < 1000 А целесообразно принимать сд = 1. Для многослойных
^^ТОк выбираем согласно рекомендациям в § 10.9 плотность тока 7Д = 5 *
122. Принимаем проводник обмотки добавочных полюсов; круглый провод
рки ПСД (табл. 10.18) диаметром dr = 3,75 10”3 м (см. табл. П3.1), диаметр
Полированного провода <?из = 4,15 -10-3 м, сечение провода $д = 11J04 • 10 6 м2.
Выполняем эскиз катушки добавочного полюса и определяем предварительное
'fcHHe ширины катушки &КТ-Д-
211
123. Принимаем сердечник добавочного полюса короче якоря на 1 ю~3
каждой стороны для создания опоры для катушки. Длина сердечника / = . '
- 2Ю~3 = 232 10"3 - 2 10-3 = 230 10"’ м. и <
124. Средняя длина витка обмотки добавочного полюса по (10.89)
(дср = 2(230 IO'3 .11 IO'3) + я(11 ♦ 2) 10" 3 = 529 -10 3 м.
125. Полная длина проводников обмотки
£д = ^'д.ср^д ’ 4 529 10“’ • 28 = 58Л м.
126. Сопротивление обмотки добавочных полюсов при температуре т? = эп ° г
по (10.90) С
„ ‘п. 58,6
Я = ------—------- = -----------------------= 0)093 Ом.
57-10б«д«д 57-10 -1 11.04 10‘‘
127- Сопротивление обмотки добавочных полюсов при г? - 75 °C
Лд7$° = 1,22ЛД = 1,22 0,093 = °’113Ом'
128. Масса меди обмотки добавочных полюсов
тд = 8.9 -103/дср«д = 8,9-Ю3 -58.6. 11.04 10~‘ = 5,75 кг.
Потери и КДЦ по (10,10)
129. Электрические потери в обмотке якоря при температура 75 °C
=/2/г,75о = (57,42)’ 0Д9 = 626Вт.
130- Электрические потери в обмотке добавочных полюсов
₽Эд = 2’»д„« = (57,42)’ 0.113 = 372 Вт.
131. Электрические потери в параллельной обмотке возбуждения
Рэл» = ЧЛ = 220 ’2* = 550 Вт-
132. Электрические потери в переходном контакте щеток
Рэ.щ “ 2ДС/щ7 = 2Л '57*2 = 143455 Вт’
где 2 = 2,5 В ДЛЯ марки щеток ЭГ-14 по табл. П4.2.
133. Потери на трение щеток о коллектор
Рт.щ = 25щ₽шЛк = 10 10~4 3 ' Ю4 ОД -9,8 = 58,8 Вт,
где р - давление на щетку; для щетки марки ЭГ-14 рщ = 3'10* Па; /=0»2
коэффициент трении щетки.
134. Потерн в подшипниках и на вентиляцию определяются по рис. 10-28
Лд + р.евт) = ИОВт.
135 Масса стали Ярма якоря по (10.103)
212
jr[(Z) -2ЛП)
. =7,8-10J----------------~~
4
. 232.10-,.0>95 _
я 12,85 кг.
136 Условная масса стали зубцов якоря
„2 =7.8 1O’Z»Z(*1 * =
_ ч/ а 4.75 Ю-3 ♦ 33 • Ю"3 1
я 7,8 Ю3 -29 - 62 10 3 <13 -103 ♦ ------------J 232-10 3 0,95 =
я 5,2 кг.
137. Магнитные потери в ярме якоря
Pf = mfpf ~ 12,85 • 3,26 = 42 Вт,
me р; = 2-3Р1<о/5О(Г/50&?3 = 23-l.75.O392 = 3.26 Вт/кг.
При f = 50 Гц //50 = 1-
138. Магнитные потери в зубцах якоря
Fz = «zpz = 5.2-13,8 = 71.7 Вт,
me
f, = 2.3p, .„.(/75O)₽«i = 2J • 1.75 • 1.8543 = 13.8 Вт/кг.
z, 1,0/5 v z.
139. Добавочные потери
'доб =0'01Мж>м = 0.01 •220-59,7 = 131 Вт.
140. Сумма потерь
^’^эд4^4^4^ +ртзц-
- <?Т31 4 4 р1 4 Рг 4 Рдоб
= 626 + 372 т 550 + 143^+58,8 +110 т 42 + 71.7 +131 = 2105 Вт.
141 Потребляемая мощность
Р1 = Р + ЕВ = 11 000 + 2105 = 13 105 Вт;
ном
Лном =^ном = 13105/220 = 59,56 А;
7Ном = 59,56 - 2S = 57,06 А.
142. Коэффициент полезного действия
1? = F /(Р + X/») = 11 000/13 105 = 0,839.
ном' v ном ’
213
Рабочие характеристики
При построении рабочих характеристик двигателя и уточнении его нолщ^
ных данных принимаем, что потери холостого хода двигателя практически не'г-1'
няются при изменении нагрузки и составляют **
Р° = Pj * PZ + <РтЛ + Р.ент> + Ртдц = 42 + ’1-7 <• 110 ♦ 58,8 « 282Л В,
При расчете характеристик принимаем напряжение питания (7 = 220 В.токвоэ.
бу иоде ни я соответствует ноьшналыюму значению тока возбуждения /в = 2,63 д
143. МДС реакции якоря. Расчеты по переходной характеристике зна^щ^
^qd ПРИ нескольких значениях тока якоря и графическое построение характернее,
ки = /(/) показывают, что эту характеристику можно аппроксимирую^
функцией типа Fqd = (/ 15)/ (/ном - 15). Поэтому в дальнейшем будем исполь.
зовать эту функцию для учета размагничивающего действия реакции якора при
построении рабочих характеристик двигателя.
144. При ноьшнальном токе якоря /вном = 57 А ЭДС обмотки якоря
£ном = U~la{Ra + RJ “2ДСщ = 220 - 57(0.19 * ОД 13) - 2,5 = 200,23 В.
145. Номинальный магнитный поток в воздушном зазора
бО^ном4 60-20023
“ ----------- = 1,50*10 2 1
2 -348 -1500
Ф
ном pJV-1500
Вб.
146. По характеристике холостого хода (см. рис. 10.33) находим
Bg = 0,651 Тл; F^ = 1560 А.
147. МДС обмотки возбуждения
F = + F. = 1560 + 220 = 1780 А.
В Z. qd
148. Номинальный ток возбуждения
7.Л.ОМ =F»/“’b = 1780/696 = 2,56 А.
149. Номинальный ток двигателя
^1ном
Аюм
+ Zrhom = 57,06 + 2^6 = 59,6 А.
в .ном
Таблица 10.22. Рабочие характеристики двигателя
/,.А 4.А £,В f£.a Ф5,102 вв
2,56 10 214,4 1780 1,19
2,56 20 211Д 1753 1,185
2,56 30 208,4 1700 1,18
2,56 40 205 А 1648 1,175
236 56,8 200,3 1558 1,15
2Д6 70 196,3 1490 1,135
214
150. Полезная мощность на валу двигателя
Р; = ^ном ~ ^доб^ном^Лноь?
s 200,23 • 57,06 - 282,5 - 13! (59,7/59,6)2 = 11000 Вт.
151 Коэффициент полезного действия
U * Р2/р1 = 11 000/13 103 = 0,84;
Л ₽ Wihom Я 220 '59<6 = 13 110-
152. Вращающий момент
з Р2 ч 11 000
м= 9.57-ю3----- = 9,57 ' Ю3 —----- = 70Д8Н-м.
п 1500
Результаты расчетов, выполненных по п. 148-152 для ряда значений тока якоря,
сведены в табл. 1022, Рабочие характеристики двигателя приведены на рис. 10.34,
В соответствии с заданием рассчитан двигатель и разработаны основные элементы
конструкции. Основные данные двигателя соответствуют требованиям задания
н имеют следующие иоьшнальные значения-.
Лгам = 11 кВт; "ном = №"'?МЕ: Ч = 84%; 7„ом = 57,06 А;
'.„ом “5’*А: 'вд.ом'2-56^
fl№M = 13110BT-
10 34 Рабочж характеристики
ЭДектродвигателя
”.об/мии М.Н - м Ра, Вт Zj.A Р»,Вт Tl,%
1553 11,79 1858 12,56 2763 672
1538 24,9 3945 22,56 4963 79,5
1522 37,65 5934 32,56 7163 82,8
1506 50,9 7955 42,56 9363 85
1501 70,3 10 965 59,36 13060 84
1490 853 13 263 72.56 15 963 83Д
215
Тепловой расчет по (10.11)
153. Расчетные сопротивления обмоток
Яот =/?яВ*т а0.19-1Д5 = 0,2185 Ом,
где Л- - поправошый коэффициент, с помощью которого приводятся темпещ
ры обмоток к предельным допустимым температурам; при классе иагревог-*?
костаВ к = 1,15
Рд.т = Лд.н 1,15 = °’113 1>15 ~ 0,13 Ом;
/?вт =/?в.н1,15 = 843 1.15 = 97Ом
154. Потери в обмотках
= /новЛт = 372 -03185 =710 Вт;
РД.Т = £м«д.т = 57’ -0,130 = 422 Вт;
Рв.т = 4’j<omRb.t = 2'562 •” = 636 Вт
155. Коэффициент теплоотдачи с внешней поверхности якоря (по ряс. 10.31)
О, = 85 Вт/(м2 °C).
156, Превышение температуры охлаждаемой поверхности якоря по (10.133)
Дй „ f.T<2<5".Cp>fCT
а
710(2 -0,232/0,794) + ИЗД о
= ------------------------ =5,3 С.
я-156 -10“3 -232°10~2-85
157 Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки якоря по (10.135)
д# - (Г1 ♦ П + Ьщ \
ИЭЛ " Ь\кв \кв/
=sJc,
8-1,4 0.16 /
Пп = Я(Г1 <-.,) .28, = тг(4,75 + 3,3) • 10-3 + 2 • 13 10"3 = 51/ 10“3 К
Хда, = 1.4 Вт/(м -°C);
Хэк.2 = °-1вВт/(м°С).
158. Превышение температуры охлаждаемой поверхности лобовых чаете*
мотки якоря по (10.134)
710(2 -232/794)
29 >51,4 Ч0'3 -232 -10-3
216
Д^ПОВЛ!
- 2,t'W
”С2/в“п
710 [1 - 2 -232 -10 3/(794 - 10~э) ] = ?? »с
Я156 • 10'* -г -46 10"’ -85
с я 85 Вт/(м2 °C) - коэффициент теплоотдачи с лобовых поверхностей об-
^ткиякоря (см. рис 10.31); 1а = 0,4т = 0,4 • 122 • 10"3 = 46 • 10~3 м - вылет по-
мых частей обмотки якоря.
159, Перепад температуры в изоляции лобовой части обмотки якоря по
(10.136)
_ '„р - 2,г"вср> / *п \
ЧзЛ ' 2/Л \ 8Хж, /
710 [1 - 2 - 232 • 10‘3/ (794 10"3) ] 22 • 10"3 „
----------—— --------------—........ ........ — 0,42 С,
2 -29 -23Л-10"3 8 '-4
W
Лл = (1 + Я/2) (п *г2) +Л, (1 +Я/2) (4.75 + 3.3)-10~3 + 13 -10"3 =23Л-10"3 м.
160. Среднее превышение температуры обмоткн якоря над температурой охлаж-
даощего воздуха по (10-138)
2-232 -10-3 / 2 -232 -10 3 \
= (5,3 + 5,1) —---------- + (77 > 0Л2) [ 1--------------- ) = 39 С.
794-10“3 \ 794-10 3 /
161. Сумма потерь, отводимых воздухом, охлаждающим внутренний объем дви-
Чтеля, согласно (10.120)
Хр' = Ер _ р = %Р- 0,1 (Р _ + Р J = 2103 0,1 (636 + 422) = 1997 Вт.
вн в.т д.т^
162. Условная поверхность охлаждения двигателя по (10.137)
Soxn “ ^ви^б + 2/BO3J? “
= *310 -10’3(232 -10-3 + 92 10-3) = 0,316 м2,
»63. Среднее превышение температуры воздуха внутри двигателя
4,>ВОЗ = Хр’/(5охлан) = 1997/(0316 -650) = 9,7 °C,
~ 650 Вт/(м2 - °C) по рис. 10.32.
Чкп”4 Среднее превышение температуры обмотки якоря над температурой ох-
среды
= АЛ , + Д(» = 39 + 9.7 = 48.7 °C.
“VP дер воз
217
Рис. 10.35. К определению нарухщщ.
верхности охлаждения обмоток гл»?
н добавочных полюсов L>
165. Превышение температуры иару*^
поверхности катушки возбуждения над»
перату рой воздуха внутри машины *
ОЭ -636_______
4 -53^1 -10"3 -50
Где Рлл определяется согласно (9.120); SB - внешняя поверхность катуши
обмотки возбуждения; SB = /в.ср/7 = 830-10-3.65-10-3 = 53^ • 1Q-3 <
(рис.10.35).
166. Перепад температуры в изоляции катушки
0,9-671 /22-10 3 0Л-10-3
4-S3.91-10-3 \8’1'4 °.16
167. Среднее превышение температуры обмотки возбуждения над темпер1
рой охлаждающей среды
М' = Д”„. + Д”„.„ + Д”.™ - 63,1 + 9 + 9,7 = 71.8 °C.
ср.в пл нзл воз ’
168. Превышение температуры наружной поверхности добавочного полю»
температурой воздуха внутри машины
At? =----------5^-
njx 2pS л
д д
0.9 *422____
4*28'10-3 .48
= 70 °C,
где
S„ = С = 506 10"3 - 50 • 10-3 = 28J0 • 10’3 м2;
д д.ср д
С = 48 Вт/м2 (см. рис. 10.31).
169. Перепад температуры в изоляции катушки добавочного полюса
*к.тд _ 0.9-422 14 -10~3 =
8\кв 4 -28 -10-3 8'1'4
218
ц^и добавочных полюсов не имеют наружной изоляции.
Iй t?0. Среднее превышение температуры обмотки добавочных полюсов над
^ераТУРой охлаждающей среды
’ д^р = ♦ ^воз = 70 + 4Д + 9.7 = 83.9 “С.
171- Превышение температуры наружной поверхности коллектора над темпе-
|»1УР"
Д->К
воздуха внутри двигателя
fэщ * Лш _ 141,75 4- 58/8
SK<\< Я • 125 - ИГ’-43 • 10"Э 140
= 84,8 °C
5К = ttDk /к - поверхность охлаждения коллектора; ак - коэффициент теп-
лоотдачи поверхности коллектора (см. ряс. 10.32).
Вентиляционный расчет
разрабатываемый двигатель имеет аксиальную вентиляцию, обеспечиваемую
встроенным вентилятором центробежного типа.
172 Необходимое количество охлаждающего воздуха по (8.154)
е. =2>7(11ОО ДО') = 1893/(1100 *18Л = 0/096 м3/с,
ВОЗ вил
1Де
Д<,воэ = 2Д<,воэ = 29-» =18.8 °C*
173. Принимаем наружный диаметр центробежного вентилятора равным приб-
лизительно 0,9</с (где dc — внутренний диаметр станины) :
0а = 0^dc = 0.9 -278 • 10“3 = 250 -10’3 м.
174. Окружная скорость вентилятора (по наружному диаметру)
v2 = nD2n/60 = П-250 • 10"3 • 1500/60 = 19,6 м/с.
175. Внутренний диаметр колеса вентилятора
е1 = (1,25 - 1,3)2) = 1,25 • 156 • 10"3 = 195-10~Эм.
176. Окружная скорость вентилятора (по внутреннему диаметру)
"1 = ГГ2)1л/60 = 7Г-195 -10-3 • 1500/60 = 15,3 м/с.
177. Ширина лопаток вентилятора
\в = (0,12*0.15)2)2 = 0,15 • 250 • 10"3 = 38 • 10’3 м.
178. Число лопаток принимаем ЛГ> = 17
Давление вентилятора пря холостом ходе
= “ •’i) = 0.6'1Д ’(19,6а - 15,З2) = 108 Па,
*Ле П
%0бв° Аэродинамический КПД вентилятора в режиме холостого хода т?в0 =
^“кснмально возможное количество воздуха в ражиме короткого замы-
219
= 0^2v2S2 = 0.42 • 19.6 -0JD275 = 0,227 м3/с.
Где S2 =0^2D2b„ в = 0,92я'250-10 - 38 -Ю~3 = OJD275 м2 - входное се^,
вентилятора.
181. Аэродинамическое сопротивление Z вентиляционной системы мащ...
(см. рис. 7.5)
Z = 1.4 -ю’Пас’/м6
182. Действительный расход воздуха по (10.159)
108
= 0.227 V--------------—J
"о+-гевтах 108 + 1,4 10э о.227!
= 0,176 м3/с.
183. Действительное давление вентилятора
"о*
108 1.4 I03 0,227
--------------------= 43.45 Па.
108 + 1 ЛЮ5 0Д272
184. Мощность, потребляемая вентилятором, по (7.135)
» 0,175( — | О _ * Ю3 = 0,175 ( —~ ) 0,177 103 = 72 Вт.
I Ю I «ном \ Ю /
185. Потери мощности на
вентиляцию и в подшипниках (уточнение и. 134)
» = Р + Р + Р
т тщ т.мех вент
= 58,8 + 55 + 72 = 186 Вт.
О ~ Q
“воз “
Где рт.мех принимается ориентировочно РТМех = ~ + ^венР •
186. Номинальный КПД электрической машины (см. п. 142), уточненный*-
результатам вентиляционного расчета.
= РНо„ 'ОМАНОМ + *» = 1'000 100/13 120 = 83,8%.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Расчет массы двигателя и механический расчет вала выполи®^ I
согласно приведенным в соответствующих главах настоящего учебда* |
примерам расчетов асинхронных и синхронных машин. ? .
При разработке конструкции двигателя необходимо использовав-
териалы гл. 10, а также чертежи конструкций серийных электроД0^ |
телей, ГОСТ на установочные размеры и размеры выступающего 1е0
вала (см. приложение 6).
Механический расчет коллектора и крепления главных и добаво
полюсов выполняется по методике, изложенной в гл. 11.
220
контрольные вопросы
। укажите основные особенности построения общепромышленных серий
,п и 4П
2. Какие ограничения необходимо учитывать пря выборе индукции в воздуш-
зазоре и линейной нагрузки машины постоянного тока’
00 3 Какие типы обмоток находят применение в машинах постоянного тока мощ
РЗСГЫ0ДО200 кВт’
4, Как учитывается МДС компенсационной обмотки при расчете добавочных
^люсов9
5 Каким образом учитывают МДС реакции якоря при расчете стабилизирующей
обмотки’
6, Как влияет ширина щетки на коммутационную напряженность машины пос-
тоянного тока’
Глава одиннадцатая
ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ И МЕХАНИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
11.1. МАГНИТОПРОВОД СТАТОРА
Магнитопроводы статора машин переменного тока общего назначе-
ния выполняют шихтованными из электротехнической стали толщиной
0,35-0,55 мм. При внешнем диаметре магнитопровода до 990 мм он вы-
полняется из целых листов (рис. 11 Л), а при больших диаметрах соби-
рают из отдельных сегментов (см. рис. 9.14). По внутренней поверх-
ности магнитопровода штампуют пазы требуемой формы для размеще-
ния в них обмотки статора. Так как в размерах отдельных зубцов имеет-
ся разброс, обусловленный допусками при изготовлении штампа, то при
шихтовке магнито провода листы укладываются в одно и то же положе-
ние относительно друг друга по шихтовочному знаку А, который выру-
чки на внешней поверхности. Для изоляции листов друг от друга их
п°сле снятия заусенцев лакируют. Если листы изготовляют из стали
ЭД13, то их подвергают термообработке, в результате которой умень-
шился потери в стали и на поверхности создается оксидный изоляцион-
ный слой.
При большой длине магнитопровода его делят на пакеты, между ко-
*°рыми выполняют вентиляционные радиальные каналы шириной 10 мм
^ем приварки к крайним листам пакета распорок (рис. 11.2), име-
чаще всего двутавровое сечение.
*1ри внешнем диаметре до 452—493 мм магнитопровод набирают из
Ь*Х листов, насаживая их на цилиндрическую оправку диаметром,
^Ь1м внутреннему диаметру статора. Для предотвращения деформа-
(распушения) относительно тонких зубцов торцевые листы магни-
Да штампУют из более толстых листов стали или их попарно сва-
Пр^101 точечной сваркой. Собранный таким образом магнитопровод
СсУют и после этого скрепляют по внешнему диаметру П-образными
221
Рис. 11.1. Пример чертежа Листа
СИ1“1Ч
Рис. 112. Крайний лист магнитопро-
вода статора с приваренными к не«у
распорками (а) и формы распорок
(б)
скобами (рис, 11.3). Скобы приваривают к торцами к внешней поверх
ности магнитопровода или, как это сделано у машин серии 4А, уклады
вают в специальные канавки В (см. рис. 11.1) в форме ласточкина хвос-
та на внешней поверхности магнитопровода (см. рис. 8.2,6). После ук
падки обмотки и пропитки ее лаком магнитопровод запрессовывают»
станину и закрепляют стопорными винтами.
Иногда в асинхронных машинах небольших габаритов (h < 63 мм)
спрессованный магнитопровод покрывают тонкостенной оболочкой ю
алюминия или алюминиевого сплава (рис. 11.4). Эта оболочка осмта-
Рис. 11.3. Магнитопровод статора, стянутый скобами:
1 - магнитопровод; 2 — скобе; 3 - нажимная шайбе
Рис 11.4. Магнитопровод статора, запитый в оболочку.
1 - магнитопровод; 2 - оболочка (корпус)
222
Рис. 11.5. Магнитопровод статора, за-
прессованный нажимными шайбами:
1 - нажимная шайба; 2 — ребро
станины; 3 — нажимные пальцы, 4 —
запорная шпонка
вает внешнюю и частично торцевые поверхности магнитопровода. Она
скрепляет пакет и заменяет собой станину. Оболочка выполняется в
формах на специальных машинах для литья под давлением. Такое иэго-
товление статора экономически более выгодно по сравнению с изготов-
лением его с чугунной станиной.
При внешних диаметрах магнитопровода от 520 до 990 мм он соби-
рается из листов, которые укладываются в расточенный корпус или на
обработанные ребра (рис. 11.5). Магнитопровод скреплен двумя нажим-
ными шайбами (кольцами). Для создания осевого сжатия у одного края
ребра имеется выступ, а у другого края — канавка, в которую вставляет-
ся запорная шпонка. Нажимная шайба передает усилие сжатия на магни-
топровод через нажимные пальцы — стальные пластинки, приваренные
к крайним листам.
При внешних диаметрах магнитопровода более 990 мм он собирается
из сегментов. Различают слоевую шихтовку, при которой каждый слой
состоит из целого числа сегментов, и винтовую, при которой в каждом
слое последний сегмент перекрывает предыдущий.
Для шихтовки магнитопровода из сегментов существуют несколько
способов крепления листов в корпусе. В машинах общего назначения
наибольшее распространение находит способ крепления на сборочных
шпильках 5, которые одновременно являются и стяжными (рис. 11.6).
Фазирование магнитопровода в радиальном направлении происходит на
Р^рах станины 1.
При механическом расчете магнитопровода проверяют прочность стя-
^вающих его узлов.
При запрессовке магнитопровода шайбами проверяют прочность
ЭТ11х шайб, нажимных пальцев и шпонки. При стяжке магнитопровода
’’^ьками выбирают их размер и число.
При расчете исходят из того, что давление в запрессованном магнито-
Роьоде qc находится в пределах 7 • 105 — 106 Па. Принимают, что об-
«Вание веера в торцах зубцового слоя не снижает давления и реак-
запрессовки. Такое допущение упрощает расчетные формулы.
асчет нажимных шайб, пальцев и шпонок. На нажимные пальцы и
1^е - Действует изгибающий момент, созданный равномерным давле-
** спрессованного магнитопровода.
223
Рис. 11.6. Магнитопровод статора, стянутый шпильками:
1 — ребро станины; 2 — нажимное кольцо; 3 - нажимные пальцы; 4 ’'глухая
стенка станины; 5 — сборочные шпильки
Рис. 11.7. Размеры двутаврового сечения нажимного пальца
Полное усилие запрессовки, Н,
Сз = ~ Sn)-
(П-1)
где ГС1 — коэффициент, который определяется в зависимости от с =
-D/Dg (см. рис. 11.5): ТС1 = 0,785 (1 — а2); 5П — площадь сечения всех
пазов статора, м2; Da — внешний диаметр магнитопровода статора, м.
Диаметр равнодействующей усилия запрессовки, м,
- Vе ♦
Т D2 ~ S
(11.2
где Г2 = 0,524(1 -а3) - коэффициент; йп - высота паза,м.
Момент, изгибающий нажимную шайбу, Н -м,
М. = Q3(Da - Р )/2.
(113)
Напряжение изгиба, Па,
(11-4)
2
и.
где Dg , Di, Ну — в м (см. рис. 11.5).
Допустимое напряжение ограничено условием необходимой
ста нажимной шайбы. Для стали марки СтЗ одоп = 600 105 Па.
Изгибающий момент, действующий на нажимные пальцы крайних
тов сердечника в сечении А—А (см. рис. 9.5) , Н • м,
- Фг-D - Лп) .
жес**0'
ЛИС'
ЛЬ
(19-5)
224
У3 = 131(1 - а,)’(1 + 2а,); а,= Л/Р2; Z, - число пазов,
^„пряжение изгиба пальцев, Па:
„ря двутавровом сечении пальца (рис. 11.7)
= 6НМг!(ВН3 - bth*), (ПЛ)
В Н, hi, bi = В — t — размеры в метрах по рис. 11.7;
^при прямоугольном сечении пальца
= 6М2/(ВН2). (11.7)
допустимое напряжение для пальцев иэ стали марки СтЗ равно 1600 х
,10’ Па.
Напряжение смятия шпонки, Па,
осм = Сэ/С^иЬаЛа),
(ПЛ)
где т — число шпонок; b2, h2 — размеры контактной поверхности
одной шпонки, м.
Допустимое напряжение осм = 1500-105 Па.
Пример. Исходные данные: синхронный двигатель Рном = 200 кВт, £>_ =
= 741О-2 м, D = 54-10"2 м, D2 = 65Л'1О"2 м, Zj = 72, h„ = 4,65-10'* м.
tn = l,23 10“2 м. Размеры пал ma: №=1,054-10”2 м,5 =0,6 • 10“2 м. Контактная
поверхность шпонки b2 h2 =4 -10-2 - 0,5 -10”2 м2, для шайбы Яг =1.7 -10”2 м,
«ИСПО ШПОНОК m =6.
с = 54/74 = 0,73, Г = 0,785(1 -0,732) = 0,37.
Площадь сечения всех пазов статора Sn = 72-1,23'10”2 -4,65 -10
40 * в/.
Venn . запрессовки по (11.1)
Сэ = 8 • 10s (0,37 • 74г 10"* - 412 10"*) = 12,91 • 10* Н.
412х
Из (Ц.2)
0,32 743 • 10"* - 412 • 10"* (54 + 4,65) 10"
О
0,37 -742 -10"4 -412 -10"4
Т1 = 0,524(1 - 0,733) = 0,32.
Изгибающий момент по (11.3)
м _ 12,91 • 104 (74 - 65,28)- Ю~
= 65 а 8 - 10"
2
^Пряжение изгиба по (11.4)
0 = ___________6_26Д9 10'
/74 + 65,4 \
)
И-Копылов и др. (КН. 2)
= 59,29 -102 Н ’ м.
-------------------- = 534 - 10s Па.
•Ю"2 1,72 -10-4
225
0Л!6> = I0J1
t IB!
м. в =1МНЯЗ =ОЛЧ Тс. °О,?«5<1
' (находится из электромагнитного расчета), для предварительных
Исмиов можно принять у синхронных мпюпопюеных мании ж, =
озамхнутых асинхронных двигателей хл • 0,15 ё-
I д5 у асяяхроииых двигателей с фазным ротором я# " 0,25*0,4
При доброкачественной сварке кольца из стали марки СтЗ ДОПуст,.
напряжение растяжения а “ 1800 - 10s Па. Бандажные кольца изт^
ляют из прутков диаметрами 10, 12, 16,20,24 мм и Прутков квадр*2*
го сечения 22 к 22 и 32 * 32 мм3 В машинах с внешним диаметром,J'
нитопровода статора более 1 м к бандажным кольцам привару
петли, которые крепят с помощью шпилек к нажимным шайбам Стц
(рис 11Л>)
Число шпилек выбирают в зависимости от диаметра сердач^
принимают 4 шпильки яра диаметрах от 1 до 2 м, 6 шпилек при пи»».,..
рах от 2 до 2.6 м и 8 шпилек при диаметрах свыше 2,6 м
Пример. Дакньж D 1.2 м, йи » 83 10-3 м, х, * 0.15, вылет
ч»стн обмотки 23 А см.
При высоте паж Лп = 75 мм вылет лобовой чистя равен 23Л см. поэтому fc.
дажны; колаца необходимы (23А >215 см). Принимаем m » 1. тогда
по (11 10)
Дня изготовления кольца выбирается пруток диаметром 12 мм.
11.2. СТАНИНЫ
Станины статоров электрических машин выполняют литыми, свар®5,
ми или из труб. В машинах переменного тока станина является кар»
сом, в котором располагается магнитопровод статора с обмоткой Коз
струкция станины зависит от степени защиты машины
Для асинхронных двигателей закрытого исполнения (степень эииж^
IP44) (см. рис 8 1) применяют литые чугунные станины цилиндр**5'
кой формы. Для ynjSniKHHX охлаждения малины на внешней поверх
сти станины отливают продольные ребра (при h < 355 мм) или Щ®*
рнвают распределенный воздухоохладитель, состоящий из двух-Ч*1
рядов стальных трубок диаметром 32-40 мм (при й > 400 мм) Me*®
ребраьш млн через трубки воздухоохладителя наружным вентилятор®*
расположенным на валу манаты, прогоняется охлаждающий
Высоту ребер йр выбирают равной (0,15-ОДй Число ребер, пр*”®*
шихся на четверть поверхности станины, выбирают от 8 до 12.
Внутренняя поверхность станины у машин небольшой мощности
кая, обработана для посадки магннтопровода статора, а у более *рУ"*7
малый (при й > 400 мм) для закрепления магнитопровода на ней
дусчатривают продольные ребра
228
Рис. 1110. Литая станина с впрессованным магнитопроводом
Рис 11 11 Сварная стаюша
У двигателей защищенного иаюлнешя (степень зашиты IP23) (см.
рис. 8.2) станины выполняют литыми с гладкой внешней поверхностью,
а на внутренней поверхности имеются 4-6 ребер для посадки магнито-
провода В боковых частях станины предусматривают отверстия для вы-
хода охлаждающего воздуха Отверстия закрывают жалюзи, которые
штампуют из стали или выполняют из алюминиевых сплавов
В синхронных машинах относительной небольшой мощности станины
также выполняют литыьж (рис 11.10)
Для мадлн переменного тока большой мощности (больше сотен ки-
ловатт) чаще всего применяют сварные станины. Сварные станины вы-
п°лнятот в виде кольцевой коробки Пюбраэного сечения и состоят из
Р’да продольных балок, приваренных к боковым кольцам (рис. 1111)
° *®иивах облиго назначения чаще всего применяют станины с ’’глухой *
дружной стенкой (см. рис 11 £) Одна из торцевых наружных стенок
1 ’такой станины имеет отверстие, диаметр которого меньше внешнего
^•«тра магнитопровода (глухая стенка), К этой стенке приваривают
пальцы 3 Вторая ториевая стенка открытая, и через нее ве-
Пыхтовку магнитопровода К этой стенке после прессовки магнито-
11₽Ойсда приваривают нажимное кольцо 2 с пальцаьш 3
В мацмвах постоянного гока станина, кроме того, что к ней прикреп
g®0! главные и добавочные полюсы, является частью магнмтопровода
Целях уменьшения размеров подшипниковых щитов и повышения их
Скости иногда увеличивают длину станины Развитая в сторону под-
229
шипниковых щитов часть станины может иметь меньшую толй
Толщину станины определяют из электромагнитного расчета. Поэт
ные размеры станины обеспечивают ее достаточную прочность и г
кость. В машинах постоянного тока станины как при защищенном
пень защиты IP22), так и при закрытом исполнении (степень за
IP44) (см. рис. 10.3) имеют гладкую внешнюю поверхность. При
тах оси вращения до 200 мм станины выполняют из цельнотяк
стальных труб, а при больших высотах оси вращения сваривают и:
столистовой стали, свернутой в трубу. Сварной шов целесообрази
полагать по линии главных полюсов, чтобы исключить влияние
шва на распределение магнитного потока. В удлиненных ста]
предусматривают люки для обслуживания коллектора и подачи о:
дающего воздуха.
Для улучшения работы двигателей постоянного тока при питан»
от тиристорных преобразователей целесообразно магнитопровод ста
выполнять шихтованным из листов электротехнической стали толщм
0,5—1 мм, а затем запрессовывать его в литой корпус.
При проектировании станины электрической машины в нижней «
ти должны быть предусмотрены лапы, с помощью которых она кр<
ся к фундаменту. Расположение лап на станине должно быть таким(
бы можно было свободно вставлять в их отверстия крепящие мы
болты, а в машинах постоянного тока — еще и не затруднять устанв
и выем болтов, крепящих полюсы. Опорные лапы либо отливают 4
но со станиной, либо изготовляют отдельно. Кроме того, на ст
должны быть окна и приваренные или отлитые основания для раз!
ния коробки вводных проводов.
В верхней части станины делают приливы или приваривают бобь
в которых высверливают отверстия и нарезают резьбу для рым-бо
В малых машинах делают один рым-болт, а у более крупных — два
массе машины менее 30 кг рым-болт отсутствует. Станины ДО.
иметь зажим для заземления.
При внешнем диаметре станины менее 1—1,5 м к ее торцам бог
привертывают подшипниковые щиты, для чего на торцах должны
выполнены кольцевые заточки для посадки и предусмотрены при
или ушки с нарезанными отверстиями для крепления щитов. При
ших диаметрах станин применяют стояковые подшипники,
В последнее время получили распространение станины прямоу»
ной формы. Машина такой формы лучше вписывается в интерьер пр
водственных помещений, гармонируя с прямыми линиями колонн, <И
станков и т.п. Кроме того, при прямоугольной форме станины УД*
лучше использовать ее внутренний объем и за счет этого уменьшит*!
меры машины.
4
11.3. ВАЛЫ
Электрические машины общего назначения в большинстве случаев
^[олняют с горизонтальным расположением вала. В этом случае вал не-
на себе всю массу вращающихся частей, через него передается враща-
ли момент машины. При сочленении машины с исполнительным меха-
низмом (для двигателя) или с приводным двигателем (для генератора)
церез ременную или зубчатую передачу, а также и через муфту на вал
действуют дополнительные изгибающие силы. Кроме того, на вал могут
действовать силы одностороннего магнитного притяжения, вызванные
магнитной несимметрией, усилия, появляющиеся из-за наличия небалан-
са вращающихся частей, а также усилия, возникающие при появлении
крутильных колебаний. Правильно сконструированный вал должен быть
достаточно прочным, чтобы выдержать все действующие на него нагруз-
ки без появления остаточных деформаций. Вал должен также иметь дос-
таточную жесткость, чтобы при работе машины ротор не задевал о ста-
тор. Критическая частота вращения вала должна быть значительно боль-
ше рабочих частот вращения машины. При критической частоте враще-
ния вынуждающая сила небаланса имеет частоту, равную частоте собст-
венных поперечных колебаний вала (те. наступает явление резонанса),
при которой резко увеличиваются прогиб вала и вибрация машины.
Валы изготовляют из углеродистых сталей, преимущественно из ста-
ли марки 45. Для повышения механических свойств сталей их подвер-
гают термической обработке.
Размеры вала определяют при разработке конструкции. Валы имеют
ступенчатую форму с большим диаметром в месте посадки магнитопро-
вода ротора. Число ступеней вала зависит от количества узлов машины,
размещаемых на нем (магнитопровод, коллектор, подшипники, венти-
лятор, контактные кольца и т.д.) . При переходе с одного диаметра вала
На Другой для предупреждения недопустимой концентрации напряжений
8 местах переходов должны быть предусмотрены закругления (галтели)
максимально возможного радиуса. Отношение радиуса галтели к диамет-
РУ вала должно быть больше 0,05. По этой же причине не следует при-
менять отношение диаметров соседних ступеней вала более 13 - Иногда
,(Ля фиксации положения пакета магнитопровода ротора на валу преду-
сматривается упорный буртик. Диаметр вала, см, в той его части, где
₽азмещается магнитопровод, предварительно можно выбрать по фор-
муле
d = к J Р /п , (11.13)
с в v ном' ном v 7
Люм> пном _ номинальные значения соответственно мощности,
“т> частоты вращения, об/мин; кв — коэффициент, значение которого
<-Ледует принять равным 24—29 для машины средней мощности и 18—20
я крупных машин (от 400 кВт и выше).
231
Рис. 11.12. Свободный конец вала
Окончательные размеры вала устанавливаются после его расчетов на
жесткость и прочность. Свободный конец может иметь цилиндрическую
или коническую форму. Широкое применение имеют валы с цилиццрИ.
ческим концом. На этот конец насаживают полумуфту, или шкив, или
шестерню, которые закрепляют с помощью шпонки. На валу имеется
еще ряд шпонок для закрепления различных узлов, размещаемых на
валу. В цепях упрощения обработки вала ширину всех шпонок желатель-
но брать такой же, как и у свободного конца.
Размеры свободного конца вала (рис. 11.12) должны быть выбраны в
соответствии с ГОСТ 18709-73 и ГОСТ 20839-75 (табл. 11.1) . Концыва-
лов предусматриваются двух исполнений — длинные и короткие.
Шпонки для свободного конца вала выбирают по стандартам.
При конструировании следует также согласовать размеры шеек вала,
на которых размещают подшипники, с размерами выбранных подшип-
ников.
Расчет вала на жесткость. При расчете прогиба вала принимают; что
вся масса активной стали ротора с обмоткой и коллектором (в машинах
постоянного тока) и участка вала под ними приложена в виде сосредо-
точенной силы Gp посередине длины магнитопровода. Массу указанных
частей определяют по данным электромагнитного расчета. Массой осталь-
ных частей вала можно пренебречь.
Принимая, что ротор асинхронного двигателя или якорь машины пос-
тоянного тока представляют собой сплошной цилиндр с плотностью
8300 кг/м3, его массу можно определить как
т = 6500D212 . |
р 2 2 •
Масса ротора синхронной машины приближенно равна: W
Щрс - 6260^-, 1
ДИ
а масса коллектора Л
т = 6100Z)2 I ,
где D2 ~ внешний диаметр ротора (якоря), м; 12 — длина серде®*^2
без радиальных вентиляционных каналов, м; DK, 1К - внешний Д1*3
метр и длина коллектора, м; lf- — длина ротора.
232 Я
Таблица 11.1. Цилиндрические концы валов
d, мм /о, ММ 1д, ММ
Исполнение d, мм Исполнение
1 2 1 2
7 16 9 20 - 11 23 14 30 80 85 170 130 90 95
16 18 40 28 19 100 ПО 210 165 125
3 50 36 140 250 200 150 250 210
. 28 60 42 160
32 38 80 58 170 300 240 180
42 48 100 82 55 190 200 350 280 220
60 65 70 140 105 75 1 250 410 330 32о 470 380 360 550 450
(11-14)
В машинах постоянного тока в том случае, когда коллектор насажи-
Вается на вал, расчет прогиба проводят исходя из приведенной силы
1яжести;
Gp = Gp + *Gk = 9,S1 <mp + >
гДе пгр __ масса якоря с обмоткой и валом, кг; тк — масса коллекто-
₽а с валом под ним, кг; — коэффициент, который принимают из
11.2 в зависимости от отношений b/lu.ai /I (рис. 11.13).
При креплении корпуса коллектора к корпусу якоря масса коллек-
Учитывается как прибавка к массе якоря.
фи определении прогиба вала воспользуемся аналитическим мето-
к’- Для этого необходимо иметь эскиз вала со всеми его размерами
233
Таблица 11.2
(рис. 11.14). Вал разбивают на три участка: а, b и с. Прогиб вала, м.
под действием силы Gp на участке, соответствующем середине маг®
то прово да,
OIJ5)
где Е — модуль упругости: £=2,06'1011 Па;
234
экваториальный момент инерции вала, м4; для сплошного вала диа-
^егром имеем J = яг/4/64, для полого вала J = rt(d* — ^тв)/64;
q = 9,81 тр — сила тяжести ротора, Н.
₽В (11 1^) все линейные размеры должны быть приняты в метрах,
расчет fc Удобно представить в виде таблицы (см. пример расчета).
Электрическая машина сочленяется с исполнительным механизмом
лли двигателем одним из указанных способов: через ременную переда-
чу, зубчатую передачу или через упругую муфту. При работе машины
возникают поперечные силы Fn, приложенные к выступающему концу
вала и соответственно вызванные натяжением ремня, давлением на зу-
бец шестерни или же неточностью сопряжения валов и изготовлением де-
талей муфты. Эту силу Fn, Н, можно определить как
F„ = ‘Ао,Л
(И .17)
где AfHOM номинальный вращающий момент, Н м:
для двигателя
М.,„м = 9SS0P /п ;
дли генератора
Миом = 9550/’иом/(’’пном);
(11.18)
Рном, "ном ~ номинальные мощность, кВт, и частота вращения, об/мнн;
коэффициент, при передаче упругой муфтой кп = 03, при передаче
зубчатыми шестернями = 1,05, при передаче клиновыми ремнями
*п = 1,8, при передаче плоскими ремнями кп = 3; R - радиус делитель-
ной окружности шестерни или радиус по центрам пальцев муфты или ок-
ружности шкива, м.
Сила Fn вызывает дополнительный прогиб вала под серединой магни-
топровода:
ЗЕ12
К- lso - Se 1 а + S b
2 в/ я
(11.19)
Ае So - Е ---------- (рис. 11.14 и табл. 113), с — расстояние от точ-
*и Приложения силы до ближайшей опоры, м.
При сочленении валов с помощью шкива или зубчатой шестерни точ-
Ка Приложения силы Fn лежит в середине свободного конца вала
(РИс- 11.14). При сочленении валов эластичной муфтой сила приложения
ЛеЖит посередине упругой части пальцев.
Прогиб вала вызывают также силы одностороннего магнитного притя-
ения, которые возникают, если ротор будет смещен из центрального
235
Таблица 11 3
N участка dp м У'рм У/, м3
Левая часть 1 11 10"’ 718 10“8 2.5 • ИГ2 15,62
2 13,5 10 1 1630 10 8 11 ИГ2 1331 кг6
3 15 10 2 2484 - 10 8 49.1 • 10 2 118 371-Ю~‘
У/ -у3. S.=Z - *4 ь 7. - 1
№ участка dp м /(,м4 ХрМ м3
Правая часть
1 11 10 1 718 10 ° 2Д 15,62 10~ь
2 13,5 10'2 1630 10 8 11 1331 10"6
3 15 10~2 2484 10 2 43,1 80 063 10“‘
Sa 3 3 X. - X. . = £ ——=
положения по отношению внутреннего диаметра статора. Первоначаль-
но смещение ротора происходит вследствие неточности обработки, изно
са подшипников н прогиба вала под действием сил 6р и Fn Первона
чальное смещение ротора, м, принимают равным-
ео = 0,16 +/с +/п> (НЛО)
где 6 воздушный зазор, м.
Вследствие смещения ротора магнитные потоки полюсов будут иеоДО
каковыми. У полюсов, расположенных со стороны меньших воэдуШныХ
зазоров, потоки больше. Соответственно больше и сила поперечного
нитного притяжения. Силу одностороннего магнитного притяжения, -
вызванную смещением ротора на е0, определяют по формуле
70 = 2,94/1,/г 10’, С11-2”
О
где D2 диаметр ротора, м; /2 - длина ротора без радиальныхканало^
Сила То вызывает дополнительный прогиб вала, который пропори*1
нален прогибу fG от силы тяжести ротора:
236
<« 10“ 0.0217 102 6.25 - IO-4 6,25-10 4 0Л087 IO4
115,38 Ю'6 0307 102 12I-104 114,75 10'4 0Д7 10*
',,040 10-6 47,12-102 2410.8-IO-4 2296.0S 10 4 0,924 IO4
4,55 102 m"1 So = X -------^-5-=l IO4 M2
15.62 10 *’
1115,38 10 ‘
18732 10 6
05)217 102
0,807 102
31 7 102
1253 IO2 м 1
4 = /cT„/Gp. (11.22)
Вследствие увеличения прогиба силы магнитного притяжения увели-
чатся, что вызовет дальнейшее увеличение прогиба. Так будет продол-
нанься до тех пор, пока магнитное притяжение и жесткость вала не урав-
новесятся, при этом установившийся прогиб под действием сил магнит-
ной) притяжения будет равен:
Гм=Гт/(1 ш), (И-23)
V = А/е«-
* езУльтирующий прогиб вала определяется для наихудшего случая,
Да «стальные составляющие прогибов суммируются:
а f + f + f
М JG Jn
(11.24)
в1^Ля надежной работы машины выбор допустимого прогиба зависит
£Пособа ее сочленения с исполнительным механизмом или двигателем.
• и применении соединительной упругой муфты суммарный прогиб
₽°Иентах длины воздушного зазора должен составлять в асинхронных
237
двигателях не более 10%, в синхронных машинах - не более
шинах постоянного тока - не более 6%. При сочленении посредство^43
менной передачи прогиб должен быть не более 10% воздушного заА
При ограничении перекоса зубьев при зубчатой передаче прогиб не д(,
жен превышать 10% у асинхронных двигателей, 7% у синхронных мац^
н 5 % у машин постоянного тока.
Критическая частота вращения. Для определения критической
ты вращения, об/мин, воспользуемся приближенной формулой, кото^
получена при учете одностороннего магнитного притяжения в преддо |(
жении, что ротор представляет однородную систему:
пк «= 30^(1-т)/Гс.
(11.25)
Рабочая частота вращения ротора должна отличаться от критачесщ
не менее чем на 30%.
Расчет вала на щ Вал электрических машин передает вращ.
ющий момент и, кроме того, испытывает изгибающие усилия от сил ь
жести, магнитного притяжения и от поперечных сил на свободном конце
В результате этого вал испытывает совместное действие напряжения и?
гиба и напряжения кручения.
При совместном действии изгиба и кручения по теории наибольшк
касательных напряжений приведенное к случаю изгиба напряжение, Па,
определяется по формуле
4(ат)2,
(ПЭД
пр
где о - напряжение изгиба, Па; т - напряжение кручения, Па; с-от-
ношение допустимого напряжения при изгибе к удвоенному допуска
емому напряжению при кручении.
Учитывая, что
о = л/и/(о,1<г*)
И
Г = ^иомЛ0^’)-
(1U’|
(112®
после подстановки их в (1126) получаем расчетную формулу
'пр = | А +
(112”
где W -- момент сопротивления при изгибе, м3, для вала диаметр0^
W = О,Id3;
Мн — изгибающий момент в расчетном сечении, Н - м; Л/ном — н°
238
< врашающий момент, Н-м; к — коэффициент перегрузки, его в
^.днем можно принять равным 2-2,5.
коэффициент а принимают равным 0,6 для нереверсивных машин и
пйдля реверсивных.
расчет вала на прочность заключается в определении напряжений в
учении каждой его ступени. Для этого необходимо для каждой ступе-
gn определить изгибающий момент с учетом перегрузки и момент сопро-
^вления при изгибе. На участках вала, ослабленных шпоночными канав-
ками, момент сопротивления определяется по диаметру * '
рис-11-14). Изгибающий момент, Н-м:
для участка вала с (см. рис. 11.14)
Ч, “ kFnzi<
для участка Ь
d0 (см.
(1131)
л;„ = kF с
ayi
+ <Gp + O-/-.
(11.32)
для участка а
(1133)
(1134)
Ч = [*FnC + (Ср + Т)Ь]1 .
Нагрузка от установившегося магнитного притяжения, Н,
Г = То/(1 - ли).
Расчетные значения опр сопоставляют с допускаемым для ________
•материала. Допускаемое значение напряжения не должно превышать
’’ предела текучести. Для стали марки 45 предел текучести равен
JbOQ. Ю5 Па.
данного
р Пример. Рассчитать вал асинхронного двигателя, имеющего следующие данные:
ном - 3190 Н-м, лном = 585 об/мин, масса ротора (включая среднюю часть
КГ’ вкешний ™aMeTP магнитопровода ротора £>2 =55 10 2, длина маг-
{Р°я°да ротора без радиальных каналов /2 = 36,5 • Ю-2 м, воздушный зазор
Л® Ю м. Сочленение двигателя с приводом - через эластичную муфту.
По Центрам пальцев муфты Di = 28,5 -10 2 м. Размеры вала приведены
входим
Ср = 9.81 «75 3 = 7387 Н;
1,0 (11.17)
F _ „ 3190
и - 0,3----------------= 6715 Н.
0,5 -28,5 10“2
239
Рис. 11.15. Вал асинхронною двигателя
Прогиб вала посредине магнитопровода под давлением силы тяжести рото^
по (11.15)
7387
/с = ———------------------------ (47SS102 - 43,12.10"
3 • 2J06 • 10*1 -9232 -10-4
+ 32,53 • 102 • 49.12 10“4) = 0.0012749 -10"1 м;
5, = 47,95 -102 м"1 я S = 32,53 102 м“1
ь а
(взяты из табл. 11.3).
Прогиб вала посредине магнитопровода ротора от поперечной силы муфты ®
(11.19)
6715 - 333 'Ю'
[(| 92310"’1104 -
3-2,06 • 1011 -922 '10 1
- 47,95 102) 43,1 -10'2 + 3233 • 102 -49,1 • 10-2] = 0,00235 -10”2 м
Перионачальное смешение ротора по (1120)
е0 =0,1 0.08-10"2 + 0.0012749-Ю-2 +0.00235.10’
= 0.011625.10"2 м.
Начальная сила одностороннего магнитного притяжения по (921)
OjOll 625 -10-2 -
---------------- 10s = 8576,4 Н.
То = 2,94'55 -10 2 -363 -Ю"3
0,08 • 10'
= О XX) 148 ’ 10"
Прогиб от силы То по (1122)
8576,4
= 0,0 012 749 • 10 2 ----
т 7387
Установившийся прогиб вала от одностороннего магнитного нритя*®1
(1123)
он
240
0,00148 10~2
10,127
= 0,001 695 10 2 м;
т
0,00148
ОЛП 625
» 0,127-
Суммарный прогиб посредине магнитопровода ротора
f = (0.00169S + 0.0012 749 + 0.00235) 10"2 = 0.00532 • 10“2 м;
ие. составляет 6,65 % 5, что допустимо
Критическая частота вращения по (1135)
кр
/ 1 —0,127
зо V-----------------
00 012 749 -10'2
= 7850 об/мин > 1»3"ном-
В расчете на прочность принимаем коэффициент перегрузки к — 2.
Напряжение на свободном конце вала в сечении А (рнс 11.15):
по (11.32)
М , = 2 6715 23,5 • Ю"2 = 31S6 II м;
ИЛ
по (11.30)
WA = 0,1 -923 10“‘ = 77.87 10-‘ мэ.
по (1129) _____________________
_ y41S62 + (2'0.6 319012
‘'Р'4 77,87 -10“‘
= 635.7 10s Па
Напряжение в сечении Б-
МкБ - 2 671S 31 -10~2 = 4163 Н м;
«Б = 0.1 10J3 10”‘ = 115.8 • IO’6 м3;
х/нбЗ2 + (2 -0.6 3190)2 .
OL _ = ------------------------— = 488 -105 Па.
"рК 115,8-10*
Напряжение в сечении £•
из (11.32) и (11.34)
-/ 2,5 10"2 \
W _ = 2 6715 33,5 • 10 2 1 ------------ 1 + (7387 + 9824,05) х
Е \ 922- ИГ2/
2.5 10'2
х 43,1 10 2------= 4S60 Н м;
92.2 IO'2
Т = ЗЯбА/а 0.127) = 982405 Н;
иЕ =0,1-И3 10"6 = 133 10*‘ м3;
241
no (1129)
\Z15602 + (0.6 2-3190)2
<W = -----------------S-------- = 447 »’ na.
133 10 4
Напряжение в сечении Д
М„д ~ 2-671S-335 10’2 (1 - --- 10---------] + (7387 + 982405) х
\ 92,2-Ю-1 /
Х43.1 10" 2 ———------- = 4846 Н м;
92.2 10 2
№д = 0.1 135 10"‘ = 246-10"‘м3;
л/‘>8462 + (2 0.6 • 3190)2
°„рД =----------------7--------= 252 -10’Па.
246 - 10"‘
Напряжение в сечении Г
мкГ~ (2 -6715 335 • 10~2 + (7387 +9824315)49.1 ЦГ2] к
25 10 2
92,2 10~2
= 3S1 Н м;
Wr = 0,1-113-10"‘ = 133 -10 6м3;
°прГ
>/з512+(2 0.6 3190)2
133-10"‘
= 287 10s Па.
Напряжение в сечении Ж
м„ж = [2 -671S 335 10~2 + (7387 + 98242)5)49,1 10~2] х
92,2 10“2
= 0,1 1353 Ю~6 =249 10"‘м3;
\/lS4S2 +(2 0.6 -3190)2
О х = —--------------------------- = 174.8 па
246 10 6
Иэ сопоставления полученных данных следует, что наиболее нагруженным
пяется сечение А, для которого
Опр = 635.7 10s <0,7 3600 10s Па
11.4. подшипники. ПОДШИПНИКОВЫЕ щиты
Р электрических машинах с горизонтальным валом подшипники
1П0ЛНЯЮТ роль поддерживающих опор. Они воспринимают действия
1Ь1 тяжести ротора, силы одностороннего притяжения, сил, возник аю-
щнх от несбалансированности ротора и дополнительных продольных
нагрузок от приводных механизмов. В машинах относительно неболь-
мощности подшипники размешают в подшипниковых щитах, кото-
bie располагаются по торцам машины и предназначаются для прикры-
ли лобовых частей обмоток.
Подшипниковые щиты выполняют сварными и литыми (рис. 11.16),
в средней части щитов выполняют сквозное цилиндрическое отверстие
для подшипников. Щиты приболчивают к корпусу Для центровки от-
носительно станины в верхней торцевой части щита делают кольцевой
буртик. Если буртик подшипникового щита входит в расточку корпуса,
то такое сочленение образует внутренний замок. При расположении
буртика на наружной поверхности станины замок называется наружным.
В машинах защищенного исполнения в щитах выполняют окна для
прохождения охлаждающего воздуха Если подшипниковый щит охва-
тывает коллектор или контактные кольца, то для доступа к щеткам
в верхней его части делают проемы, закрываемые крышками. Для за-
крепления щита в станке при его обработке на нем делают специаль-
ные технологические приливы
В машинах большой мощности при внешних диаметрах более 1 м
подшипники выносят за корпус и устанавливают на специальных стоя-
ках (рис. 11.17). Стояковые подшипники крепят болтами к той же
фундаментной плите, на которой установлен корпус. Во избежание
появления подшипниковых токов одни из стояков изолируют от фун-
даментной плиты изоляционной прокладкой, при этом с помощью
изоляционных трубок и шайб изолируют также крепящие болты и
штифты.
И 16. Подшипниковый щит асинхронного двигателя
Рис. 11 17 Общий вид машины со
стояковыми подшипниками
243
Подшипниковые токи, которые замыкаются по контуру вал — Сто
подшипника фундаментная плита — стояк подшипника - вал, прце*
дят к коррозии поверхности подшипников, шеек вала и вызывают ста
рение масла Причиной появления этих токов является ЭДС, наводима*
в вале от сцепленного с ним изменяющегося во времени потока, вЬ1
званного магнитной несимметрией из-за наличия стыков между
ми статора и сегментами, наличием шпоночных канавок, зксцентрцч
ным положением ротора и т. д. Появление подшипниковых токов
наблюдается главным образом у машин относительно больших мощн0.
стей.
Подшипники по конструктивным признакам подразделяют на под.
шипники качения (роликовые и шариковые подшипники) и подшил,
ники скольжения По роду воспринимаемой нагрузки различают опор,
ные подшипники с радиальной нагрузкой и упорные подшипники с
аксиальной нагрузкой, а по функциональным признакам — несущие и
направляющие подшипники.
Подшипники качения. В машинах с горизонтальным расположени-
ем вала, в основном, применяют радиальные однорядные шарико- и
роликоподшипники. Радиальные шарикоподшипники (рнс. 11.18)
могут кроме радиальной нагрузки воспринимать некоторую осевую
нагрузку. При повышенном радиальном зазоре между шариками и
дорожками качения колец подшипник приобретает свойства ради-
ально-упорного подшипника и хорошо работает на восприятие боль-
ших осевых нагрузок. Поэтому в некоторых случаях (особенно в
малых машинах) такие подшипники могут быть установлены в ма-
шинах с вертикальным расположением вала.
Роликоподшипники (рис. 11.19) применяют для больших нагру-
зок, чем это допустимо для шарикоподшипников. Подшипники,
показанные на рнс. 11.19, а и б, могут воспринимать только радиаль-
ную нагрузку, а подшипник на рнс. 11.19, в кроме радиальной нагруз-
ки может воспринимать небольшую осевую нагрузку в одном на
правлении. В машинах небольшой мощности при h < 200 мм чаще
всего оба подшипника выбираются шариковыми. У машин среднем и
большой мощности подшипник со стороны привода, воспринимающий
большую нагрузку, выбирается роликовым, а с противоположной
стороны — шариковым.
От осевого перемещения на посадочных местах под действием осе-
вой нагрузки кольца подшипников удерживаются при помощи раз
личных элементов выступа и гайкн илн специальной упорной пла
стинки, закрепляющейся на болтах в торце вала, - или насаживаемым
на вал кольцом В машинах небольшой мощности обычно не делают
фиксации внутреннего кольца шарикоподшипника на валу, а закреПЛ*
ют лишь наружное его кольцо подшипниковой крышкой, являюшеЙСй
одновременно деталью, удерживающей смазку подшипника Если в ма
шине применяются оба шариковых подшипника, то для возможное*11
244
Рис. 11 19. Роликоподшипник
Рис 11-18- Шарикоподшипник
Рис. 11.20 Подшипниковые узлы с шарикоподшипниками
перемещения подшипника в осевом направлении при расширении вала
У одного из них, а иногда и у обоих, следует предусмотреть зазоры
между крышками и наружным кольцом (рис. 11.20) -
Подшипники катящегося трення смазываются преимущественно
консистентными смазками. Смазка служит для обеспечения коррозий-
ной стойкости подшипников, распределения н отвода тепла, снижения
нотерь энергии за счет предотвращения сухого трения, уменьшения
•^Ума, защиты от попадания грязи. Рабочее пространство подшипнико-
в°го узла заполняется смазкой не более чем на 2/3 объема Выбор кон-
^стентион смазки производится на основании данных об условиях ра-
подшипников
Для нормальной работы подшипников необходимо предусмотреть
^отнення подшипниковых узлов, защищающих нх от пыли, грязи, .
также препятствующих вытеканию смазки в полость машины При-
^Няются различные конструкции уплотнений фетровые, кольцевые
Г^Ры, манжетные, лабиринтные и др. На рис 11.21 показаны иеко-
Рые из таких конструкций
245
Рис. 11.21. Подшипниковые узлы асинхронных двигателей серии 4А:
а - двигателя 4А112 с герметизированными подшипниками (/ - подшипнико-
вый щит; 2 - пружинное кольцо; 3 - герметизированный подшипник); б - дви-
гателя 4АН180, смазка которого пополняется при разборке (/ - наружная крыш- )
ка подшипника; 2 - подшипник; 3 - внутренняя крышка подшипника); в - дан- |
гателя 4А200 с устройством для пополнения смазки (2 - масленка; 2 - пробка,
3 - войлочное уплотнение наружной крышки подшипника; 4 - кольцо уплотне-
ния; 5 - стопорное кольцо; б - пробка спускного канала; 7 — войлочное уплот-
нение внутренней крышки подшипника)
При больших частотах вращения (когда dn > 300, где п — частота
вращения, об/мин, d - диаметр вала, м) для смазки подшипников
применяют минеральные масла.
При проектировании машины перед конструктором ставится за-
дача выбора по каталогу типа подшипника, соответствующего нагруз-
ке и условиям их работы.
Для подбора конструкции, типа и размера подшипника необходимо
знать: 1) значение и направление действующих на подшипник нагру-
зок; 2) характер нагрузки (спокойная, ударная, переменная); 3) Д*а
метр цапфы, на которую сажается подшипник; 4) частоту враше*®1
машины; 5) желательный срок службы подшипника.
В общем случае иа подшипник действуют радиальная и осевая йа
грузки. Выбор подшипника производится по приведенной динамИ46
ской нагрузке Q Для однорядных радиальных шарикоподшипник0®
эта нагрузка, Н, определяется по формулам
Q * K*R при A/R < е
Q = Гн(0,56Л + ГЛ) при A(R> е.
(11.35»)
(11.356)
246
Таблица 11.4
л'Со е У Л/Со е У
а»4 а(,.8 0.056 1,084 0,19 2,3 0,17 0,34 1,31
0,22 1,99 0.28 0,38 1,15
0,26 1.71 0,42 0,42 1,04
0,28 1,55 0,56 0,44 1
0.П 0,3 1,45
Приведенная динамическая нагрузка для радиальных роликопод-
идапников с короткими цилиндрическими роликами находится по
(1135а). В (11.35) приняты следующие обозначения: A, R — осевая
и радиальная нагрузки на подшипник, Н; Кк — коэффициент, учиты-
вающий характер нагрузки диигателя: при постоянной спокойной
нагрузке КИ = 1, при нагрузке с умеренными толчками К„ = 1,5, при
нагрузке со значительными толчками Кк = 2, при нагрузке с ударами
и частымн сильными толчками Кн = 3; для машин общего назначения
в большинстве случаев можно принять КИ = 1,5 4-2; Y — коэффициент
приведения осевой нагрузки к радиальной. Значения Y и е для одно-
рядных радиальных шарикоподшипников в зависимости от отношения
А/Со (Со — статическая грузоподъемность, Н, см. табл. П5.5), опреде-
ляют по табл. 11.4.
Для промежуточных значений А[С0 применяют линейную интерпо-
ляцию Для электрических машин с горизонтальным расположением
вала в большинстве случаев можно не учитывать осевую нагрузку
(-4 0). При вертикальном расположении вала осевая нагрузка рав-
на, Н:
>4 = Gp + 6ШК + 0,17?,
Gp, Сшк — силы тяжести ротора (или якоря с коллектором) и
^ива (или полумуфты); 0,1 Я — осевое магнитное притяжение.
При определении радиальной нагрузки на подшипники RA и RB
входят из наихудшего случая. Для нахождения R& при односторон-
передаче предполагается, что сила Fn направлена вниз, а для R —
Вверх, тогда (рис. 11.22)
И 22 К определению радиальных
КЧИЙ подшипников
247
rb i + (Gp + To) - ;
4136)
Ra ~ Rn~~ + (Gp + Го) — ,
л l !
(И.37)
где Fn определяется для работы машины в номинальном режиме ц
Gp сила тяжести ротора, Н; То сила одностороннего магнитн^’
притяжения, Н (см. § 11.3).
Определяя приведенную нагрузку Q, а также учитывая частоту вт
щения подшипника п и требуемый срок службы £д, находят динамиче.
скую грузоподъемность С, Н, которая является основной характера
стикой подшипника:
для шарикоподшипников
(2
25,6
(1138)
для роликоподшипников
с = “(i»")0-3
(1138а)
Срок службы (или долговечность) подшипника может быть задав
или его выбирают равным £д > (15 ❖ 20) • 103 ч.
По найденной динамической грузоподъемности по таблицам ГОСТ
(см. табл. П5.1 и П5.2) выбирают конкретный подшипник и находят
его габаритные размеры. Диаметр внутреннего кольца у выбранного
подшипника должен быть равен диаметру цапфы. Наряду с динамиче
ской грузоподъемностью в таблицах приведены данные о предельно*
частоте вращения. Расчетное значение С должно быть меньшим
равным табличному значению. Если расчетное значение С получается
больше табличного, а долговечность не может быть уменьшена. 10
следует выбрать подшипник из другой, соответствующей заданны11
параметрам серии. В некоторых случаях можно пойти на установи
сдвоенных подшипников. При применении сдвоенных подшипнике»
учитывая неравномерность распределения между ними натру3*
каждый подшипник следует рассчитывать на нагрузку, равную
всей нагрузки опоры. Подбор подшипников рекомендуется прой38(>
дить, начиная с легкой серии.
Пидшюмшки скольжения. В настоящее время подшипники
жения применяют главным образом для крупных электрически* ,
шин и выполняют в виде стояковых подшипников (рис.
Корпус подшипника изготовляется из чугуна. В корпус входят
як 1 и верхняя крышка 2. Основным элементом подшипника
248
Рис. 11.23. Стояковый подшипник с кольцевой смазкой
ися вкладыш 3 — втулка, разрезанная по образующей иа две поло-
вины. В его верхней половине ьмполяямто. одно или два отверстия
для смазочных колец 4. Вкладыши изготовляются из стали, чугуна,
бронзы и других материалов. Толщина вкладышей принимается рав-
ной s = (О,О5<7 + 5 мм) -г- (0,1(7 + 0,5 мм), где <7 - диаметр цапфы.
Внутренняя поверхность вкладыша, охватывающая цапфу вала, зали-
вается антифрикционным белым сплавом — баббитом. Для улучше-
ния связи между баббитом и вкладышем последний имеет кольце-
вые канавки в виде ласточкина хвоста. Толщина слоя заливки в за-
висимости от диаметра вкладыша равна 2—8 мм. Посадка вклады-
шей в корпус подшипников выполняется жесткой или самоустанавли-
вшощейся (рис. 11.24). При жесткой посадке вкладыш фиксируется
в гнезде, при самоустанавливающейся он опирается на шаровые опоры
8 Может занимать положение в своих гнездах соответственно прогибу
•ИИ перекосу вала.
10,г-дз)л
11.24. Посадки вкладышей в корпусе подшипника:
о - жесткая: б — сферическая; в - узкоцилиндрическая
249
500 X 500 200
дли смазки грущихся поверхностей применяют масло. Способ пода-
^лазки выбирают в зависимости от условий работы машины. Наи-
•* с распространенным способом смазки является кольцевая. Для
г0 на цапфу надевают металлическое кольцо большего диаметра.
е пъД° свободно висит на цапфе, погружаясь в масляный резервуар
^щципника. При вращении цапфы кольцо также начинает вращаться
проходя через масляный резервуар, подает масло на верхнюю часть
^пфЫ, где оно растекается по всей поверхности. Для контроля уровня
(|8CJia в ванне подшипника имеется маслоуказатель, который снабжают
^отровым стеклом. Кольцевая смазка применяется при окружных
скоростях цапф = 2 + 10 м/с. При скоростях уц > 10 м/с применяют
дринудительную смазку. В этом случае в пространство между трущи-
еся поверхностями подается извне под давлением масло, которое за-
ды стекает в масляную ванну и по спускной трубе идет в холодиль-
ник, а затем снова к насосу. При такой смазке в подшипник поступает
пкое количество масла, которое необходимо для смазки и охлажде-
ния подшипника. Масло подают под давлением (0,25 - 1) • 10s Па.
Находит применение также комбинированная система смазки, когда
при принудительной смазке применяются маслоподающие кольца.
Для предотвращения попадания масла в машину и вытекания его
кз подшипника в месте выхода из стояка помещают лабиринтные
уплотнения и маслоулавливающие кольца.
Отдельные элементы подшипников скольжения стандартизиро-
ваны
Выбор подшипника скольжения производят по табл. 11.5, исходя
ю нагрузки на подшипник, которую определяют по (11.36) или
(11.37) Указанные в таблице размеры вкладыша подшипника означа-
ет его внутренний диаметр и длину. В таблице приведена ступеньча-
тая линия, которая разграничивает подшипники с кольцевой смазкой
(выше линии) и подшипники, требующие принудительной смазки.
Пример, Выбрать подшипники качения для асинхронного двигателя.ммеющего
01еДУЮ1цие данные- «ном ~ 585 об/мин (см. пример расчета в § 11.3), Gp =
i?387 Н. То =8576,4 Н, Fn =6715 Н, b =49,1 1(Г® м, а =43,1 • 10“2 м, с ~
^•5 Ю'2 м, / = 92,2 10~2 м Диаметр цапфы 11-10”2м
Из (9 37)
= 6715-------+ (7387 + 8576,4)------ = 10 940,95 Н;
92,2 92,2
°<935а)
°4 = 1.5 10 940,95 = 16 411 Н;
° «I 38)
Г 16 411 з ,-----------»
"----------<15 000 585 = 132 057 Н.
25,6
251
При диаметре цапфы 110 мм выбираем шарикоподшипник средней серщ,,
(С = 158 000 Н)
Аналогично
33,5 + 92,2 43,1
Л =6715 ------------- + (7387 +8576,4) ------- = 16 617 И;
" 92,2 92,2
QB = 1,5 16 617 = 24925,5 И,
24 925,5
С = ---------- (15 000 585)и,л = 166 200 И
18,5
При диаметре цапфы 110 м выбираем радиальный роликоподшипник Жлод
узкой серии 32222 (С = 185 000 Hi-
ll.5. ПОЛЮСЫ
На полюсах электрических машин располагается обмотка возбуж
дения, которая создает магнитный поток. Необходимый характер рас
пределеиия этого потока в воздушном зазоре обеспечивается соответ
ствуюшей конфигурацией полюсного наконечника. Как правило, полю-
сы машин постоянного тока размешаются на статоре, а у синхрот
машин на роторе. В машинах постоянного тока кроме главных пол
сов на статоре размещаются добавочные, предназначенные для улучи
ния коммутации.
Главные полюсы машин постоянного тока (рис. 11.25) собирают
из отдельных листов, которые штампуют из электротехнической стал*
толщиной 1 мм. Собранные в пакет, они спрессовываются при давлении
(20 25) • 10s Па и скрепляются заклепками. Крайние листы Пакета
выполняются более толстыми. В зависимости от размера полюса oBtl
штампуются из листовой стали толщиной 4—10 мм. Эти листы по
меру делаются несколько меньшими, чем остальные.
Заклепки вставляются в предусмотренные в листах отверстия -
затем развальцовываются в конических углублениях листе5
(рис 11.25). Они равномерно распределяются по поверхности листе®
и занимают около 0,02—0,03 этой поверхности. Обычно их не ме -
четырех. Диаметры отверстий под заклепки принимаются на 0,1
0,2 мм больше диаметра самой заклепки. Для полюсов применяю*
заклепки диаметром 6, 8, 10 и 12 мм.
Полюсы прикрепляются к станине болтами. Для этого в теле ши*
ванного полюса высверливаются отверстия и нарезается Ре3*г
(рис. 11.26, а) Резьба в шихтованном теле полюса механически^
надежна и не всегда обеспечивает плотное прилегание полюса^
нине. Поэтому в более крупных машинах, а также у машин, Р
ших в условиях тряски, болты вворачиваются в стержни, вста
мые в тело полюса (рис. 11.26, б).
2S2
Рис- 11 25. Главный полюс машины
постоянного тока
Рис. 11.26. Крепление главного полю-
са к станине
В крупных машинах постоянного тока в полюсных наконечниках
выштамповываются пазы для размещения компенсационной обмотки
(рис. 11 26,6).
Добавочные полюсы выполняются цельными или собранными из
штампованных стальных листов. В машинах относительно небольшой
мощности добавочные полюсы выполняются в виде стальных отливок
или из полос проката. В настоящее время они часто собираются из ли-
стовой стали толщиной 1 мм. На рис 11.27 даны различные ис-
полнения добавочных полюсов. Сердечник полюса и его наконеч-
иик (рис. 11.27, д) выполняются из одной заготовки путем ее после-
дующей обработки. Полочки (рис. 11.27, б н г), служащие для под-
ержания катушек, выполняются из немагнитных материалов и при-
крепляются заклепками к телу полюса. В машинах относительно боль-
*®>й мощности полюсы выполняются Т-образнон формы (рнс. 11.27, в).
РИ таком их выполнении увеличивается поверхность прилегания
полюса к станине и уменьшается индукция в стыке. Полюсы, собран-
^с- 11-27- Добавочные полюсы машины постоянного тока
253
ные из отдельных листов, имеют преимущество перед массивны^
так как в них уменьшается замедляющее действие вихревых ток0ь
при переходных процессах, что способствует улучшению коммутац^
При механическом расчете полюсов проверяется их крепление к
станине и проводится расчет заклепок.
Расчет крепления главных полюсов в машинах постоянного тока
проводится из условия, что на болты, которыми полюс соединяется
со станиной, действует тангенциальная сила Q от вращающего момен
та, а на полюсы, расположенные по горизонтальному диаметру ярма,
еще и сила тяжести полюса с обмоткой 6ПшО (рис. 11.28). Магнитное
притяжение полюса якорем в этих расчетах не учитывается, так как
он одновременно притягивается и станиной, причем с большей силой
вследствие более высокого значения индукции в сердечнике полюса.
Тангенциальная сипа, действующая на полюс, Н,
С =^иом/(Р^2). 0139)
где fc - коэффициент перегрузки (к = 2 = 3); р - число пар полюсов,
— диаметр якоря, м; AfHOM — номинальный момент, Н м; Мном =
= 9550Рном/пном-
Сила тяжести полюса с обмоткой, Н,
^п.о ~ 9»81лдп.о>
здесь Шп.о — масса полюса с обмоткой, кг.
Принимая коэффициент трення между станиной и полюсом равным
0,2, определяют необходимую площадь сечения болтов полюса по внут
реинему диаметру резьбы, м2:
se = (О + G„.o)/(0,2 о), (11.40)
где о - допустимое напряжение растяжения в болтах; для стали мар-
ки СтЗ с некоторым запасом о =60 МПа.
Рис. 11 -28- К расчету крепления главного полюса
Рис 11.29. К расчету крепления добавочного полюса
254
размер болта по внутреннему диаметру резьбы, м, при числе бол-
на полюс (г% > 2)
do, = V^/^)'. (11.41)
Заклепки полюсов проверяются на растяжение:
о =-----< 600 10s Па, (11.42)
гдС q — давление спрессованных листов полюса- q = (20-^25) -105 Па;
5 - площадь вырубки листа полюса, м2; и d3 - число и диаметр,
м> заклепок (лнэ > 4).
расчет крепления добавочных полюсов производится, исходя из
того, что на болты, притягивающие их к станине, действует усилие
магнитного притяжения к соседним разноименным главным полюсам.
В передаче вращающего момента добавочные полюсы не участвуют.
Учитывая, что основание добавочного полюса значительно уже, чем
у главного, необходимо проверить полюс не только на сдвиг, но и на
опрокидывание.
Силу взаимодействия между добавочным полюсом и главными по-
люсами, расположенными по обе стороны от него, различны по значе-
нию и направлению. Результирующая сила взаимодействия между кон-
цами добавочного полюса и полюсным наконечником соседнего глав-
ного полюса равна, Н-
(Аш • *FC)*F„
е- = *'«
4,08 105 l’
(11.43)
Результирующая сила взаимодействия между сердечником добавоч-
Чото полюса и сердечниками соседних главных полюсов, Н,
„ (Fib ♦ *F.)*F„
2т = (И - h) 1„ . (11.44)
18.3 10* 1*
В приведенных формулах обозначения величии соответствуют обс-
ечениям на рис. 11.29, /д — осевая длина добавочного полюса. Магни-
’“Лижущие силы параллельной обмотки возбуждения Рш, последова-
J-Льной обмотки Fc и добавочных полюсов FR принимаются для номи-
^Льного режима из электромагнитного расчета; к — коэффициент
Регрузки.
Ч°люс, расположенный по горизонтальному диаметру ярма, нахо-
” В наихУДших условиях, поскольку действующие силы тяжести
битного тяжения суммируются Для этого полюса расчетное на-
сбе^Кие болтов, при котором сила трения между станиной и полюсом
кивает отсутствие сдвига полюса, равно, Н.
255
р’ = (Ci + с2+ Сд.п)/0,2, (Ц45)
где 6д.п сила тяжести добавочного полюса с обмоткой, Н; Qj
коэффициент трения между станиной и полюсом.
Расчетное натяжение болтов, которое обеспечивает отсутст^»
опрокидывания полюса, Н,
„ 11
Р = --------- (0,96, +0.7& +0,5Сд.п).
0,5а
(1146)
Расчет болтов ведется по наибольшему натяжению Р* или Р" .
Внутренний диаметр резьбы болта, м,
doa = у/ 4р!
(П-47)
где та — число болтов: та > 2.
В целях унификации болты для крепления главных и добавочных
полюсов при небольшой разнице в их диаметрах принимают одинако-
выми.
Пример. Исходные данные Рном = 150 кВт, г^ом =1450 об/мин, /)2 =36,8 X
X 10“2 м, I =/д=25,5 IO*2 м, F =6000 A, Fc =2000 А, Гш=7400 А,=
= 22 кг, =48 кг, /, =4,5 Ю^2 м, /2 =7,5 10"2 м; И = 13 10"2 м, Л =
= 2 10“2 м, а =4 Ю“2 м, Sn=182 Ю-4 м2, т3 =6, А. =1,2 10-2 м, *=2,
^=2, тд =2.
Расчет болтов главного полюса:
номинальный момент
150
Л/ном = 9550 ------ = 987,9 Н м;
1450
тангенциальная сила по (9.39)
<2=2 987,9/(2 36,8 10'Ъ = 2684,S Н;
сила тяжести полюса с обмоткой
сп.о=9,81 48 =471 Н;
из (11.40)
Se = (2684,5 + 4717/(0,2 600 105)= 26,29 10"s м3;
внутренний диаметр болта
/ 4 26,29 10-s
doi — / —----------—------- “ 1,3 -10 м = 13 мм
V 3,14 2
Выбираем болт М16 (d01 =13,835 мм).
256
ppoBBipx* заклепок главных полюсов из (11.42):
4 20 105 182 10-<
„ __________________-________ = 537 10s < 600 105 Па
° 3,14 1,2s 10-< 6
расчет болтов добавочного полюса:
из (И43)
, _ (7400 + 2 2000)2 - 6000
п,=2 10“ 2 -25,5 -1О'3 --------------------------
W 4,08 -105 (4,5 10 3)3
= 844 Н;
из (1144)
„ _ (7400 + 2-2000)2-6000
л = (13 - 2) 10-2 25,5 10"2 -----------—-----= 373 Н;
V2 18,3 10s (7,5 10“3)2
сила тяжести добавочного полюса с обмоткой
бд.п-9,81 22= 216 Н;
из (1145)
/>* = (844 + 373 + 216)/0,2 = 7165 Н;
из (1146)
13 -10"3
--------------------------------------- (0,9 850 + 0,7 373 + 0,5
0,5 - 4- 10"3
216) =7371 Н;
внутренний диаметр резьбы болта
/4 7371 _
tf02 = /--------------------т- = °-89 10 М
V 3,14 2 600 105
— 8,9 мм;
можно выбрать болт Ml2 (doa ~ ЮЛ06 мм); для крепления главных и доба-
отных полюсов целесообразно выбирать одинаковые болты М16.
Полюсы синхронных машин чаще всего выполняются шихтован-
^Ми Листы для полюсов штампуются из электротехнической стали
Рящиной 0,5-1 мм для машин небольшой мощности (до 100 кВт)
” из стали марки СтЗ толщиной 1—2 мм для более мощных машин.
Листы собираются в пакет, по краям которого укладываются кон-
^®Ые щеки В зависимости от ширины полюса щеки могут иметь
₽азличную форму (рис. 1130)- Пакет стягивается шпильками, пропу-
риыми через отверстия, предусмотренные в листах сердечника,
аики утапливаются в тело щек. Количество стяжных шпилек берется
Менее четырех. Диаметр шпилек и их число определяются по
1 42) и выбираются таким образом, чтобы напряжение в них не пре-
дало 60 МПа, а усилие, стягивающее сердечник, вызывало давле-
е Между листами около 2 МПа
копылов и др. (кн. 2) 257
22 42 40 20 1
1.5
29 55 52 25 1
14
35 « 60 32 1
14
42 74 60 32 I
14 26 25 12 ОЛ
Ллустимм на-
грузка. кН/м
Хвост Хвост
не про- тфова-
варен реи
440 590
590 980
790 1080
1470 1960
690 1080
2060 2750
610 1280
2160 2850
520 1170
В машинах небольшой мощности полюсы болтами прикредлвдп
валу или к напрессованной в него втулке (рис 11.31)
Крепление полюсов в синхронных машинах мощностью смой
100 кВт зависит от размеров ротора и частоты его вращения
В тихоходных машинах полюсы к ободу магнитного колеса ф»
крелляются с помощью болтов которые вворачиваются в стеров.
ставленные в тело полюса (рис 1132. в) В быстроходных мв»
нах полюсы прикрепляются к остову ротора с помощью хвое*1
Т-обраэнон формы (рис П32. б), а в некоторых случаях в фо*»'
ласточкина хвоста (рис 1132. в) Т-образные хвосты более технояс*»’
ны. поэтому они имеют грены. - • - ••• применение за ДОСИЖ-
нием машин с небольшим диаметром ротора Размеры Т-образДИ’
хвостов и пазов для них нормализованы В табл 11 £> в соотвётСИЯ
Рис. 11 32 Кршкюи полюсов стшхрокной машины большом мошноч*
1,5 2450 3340
| ?к 11-33 приведены размеры хвостов в нагрузки в них в зависм-
Дихтя от толщины листов Хвосты в пазах расклиниваются клиньями
I шюночной стали с уклоном 1 100 При необходимости полюс может
ып выполнен с двумя хвостами расстояние между которыми обоэна
I «ю в таблице буквой к При больших нагрузках тонкие листы шихто-
Мюго магнитипровода теряют устойчивость и коробятся Для увели
ми механической устойчивости хвоста его кромки иногда провврн
| »вт с я по специально выштампованным лункам
I fewer крепления полюсов Т-образными хвостами в синхронных
I Длинах производится путем сопоставления нагрузки на хвост с до-
’стммой нагрузкой по табл 11 jfe Нагрузка на хвост обусловлена
*1робежноЙ силон которая определяется на единицу длины прн мак
' •‘«альной частоте крашения
I Центробежная сила полюса с обмоткой на 1 м длины полюса, Н/м.
с. <в)Я^у |0._ (11.48)
средний радиус центра тяжести полюса (рис 1134), м
I (II «)
I ' %; wi* в — массы полюса и катушки обмоткн возбуждения на
‘‘Д-Тины кг/м «тех - максимальная частота вращения дли син
I машин обшего назначения птях ~ 1>2^,ом
258
259
Рх- 1133. Римеры mu и «клп
То8р*»о» формы
Р«е. 11 34. Полюс с Т-ображьк
хвостом
Mica к «тушки обмотки возбуждения на 1 м длины кг/м,
в = 2afbfwf 8900 1.05 = 1 87 10* afbfwf.
(ll.SC,
где Ojbf поперечное сечение проводника обмотки возбуждения, И*
число витков в катушке, коэффициент 1.05 учитывает нэоляя
проводника
Масса полюса на I м длины, кг/м,
тт “ 78005т
(11-51
где S„ - площадь поперечного сечения полюса с полюсными каком*
ником и хвостами, м1, для предварительных расчетов пломвр
стон можно принимать равной 7% площади сердечника
По найденной из (11.48) силе С* по табл 11 £ выбирается тип хвое»
В том случае если полученная из расчета нагрузка на хвост пр«
шает допустимую, полюс можно выполнять с двумя или большим»
лом хвостов При учете возможной неравномерности распрелММ*
усилий между хвостами нагрузка на каждым из них по сравненное^
личной снижаются на 10% при двух хвостах и на 20% при трех.
Прюм*. Исходные даммые =600 ов/ыии Н =41 9 10"1 м, Ьмр cJ1’J
х ID-1 м. Sm =484 10"* ма « -0,28 ИГ3 м. bf =3 10~а м. н-,=46,то«^
гагсга 1.S мм ' ' '
№ (11.S0)
т*л = ЦВ7 10* 0.28 10*’ 3 КГ2 46 = 72 3 кг/м
и« (11 SI)
"*т = 7800 484 10~* я 377,5 *1/*.
260
a? <11-49)
К - ^419* у 21 л) IO’3 - 52,65 1О-Зм,
(11 48)
, / 1.2 «О V s
С* = 11/5(377,5 «72.3)52,65 1O“31----------J 10* = 1354.6 W/m
По табя 11-6 ЯЯЯ это! мжшммы может быть амбрам хвост И» 2 без прожарки
ооюааяяи
Гаснет крепления полюсов с помощью ласточкиных хвостов. Закреп-
ах полюсов в ободе ротора с помощью выступов в виде ласточкина
поста (СМ- рис 11 32, в) применяют в машинах средней мощности,
когда радиальная высота обода ротора может оказаться недостаточной
ддя размещения паза Т-образной формы Заклинивание хвостов произ-
водят двумя затяжными клиньями с уклоном 1 200. расположенными
с боковой стороны хвоста
В табл 11 7 даны размеры нормализованных ласточкиных хвостов
в пазов для них (обозначения см на рнс 11-35)
Выбор хвоста производится так же, как н в предыдущем случае,
всходя из рассчитанной по (11.4В) нагрузки.
Лстет крепления полюса ipu помощи болтов. Число болтов для
крепления полюса выбирается не менее двух Для того чтобы не
Происходило удлинение болтов под действием пятуо^жжжВ силы при
•ращении ротора, болты ставят с предварительным натягом, который
февышает центробежную силу на 20%
Центробежная сила полюса при максимальной скорости, Н,
G = 11,0 10’nU?(nm«/1000)3, (11-52)
где масса одного полюса равная сумме масс сердечника, обмот-
ки возбуждения и демпферной (пусковой) обмотки (берется из элект-
ромагнитного расчета) R по (11.49)
Внутренний диаметр резьбы болта, м.
(П53)
П 35 Размеры паза и ласточкина
261
Таблица 11 7
№хво- Размеры хаосп, мм —
ста bl Ьа *1 *3 *Э Г1
1 14 4,4 21 16,5 44 14
2 18 6,4 25 20,5 44 14 '
3 22 8.4 29 244 44 2
4 2? 10,9 34 294 44 2,5
5 33 13,9 41 364 44 3
6 40 17,4 49 444 44 4
Допустимое напряжение crnon для болтов из стали марок Ст5 в X
составляет 120 МПа
Прюгер Исходные Данные =106 кг, ^оМ =375 об/мин, Н =48,6 10~5 “
“ 18<8 10'2 «
№ (1149)
« = (48,6*04 18,8) 1О-а=58 10"* М;
по (11.52)
_ -/1,2 375 V
С, =11.0 ИГ 106 58 10“3[-------------I - 135 256 И.
\ 1000 /
Внутренний диаметр болта по (11.53)
/ 1,2 4 135 256 '
rfo = /----------------; = 2,94 10"а м - 29,4 мм.
V 3.14 2 1280 10*
По диаметру d0 =29,4 мм выбирается ближайшим по размеру болт МЗб &
«31,67 мм)
Расчет меж полюсных распорок При вращении ротора на пров°А*^
обмотки возбуждения действует центробежная сила Gn. маприле®^
но радиусу ротора Эту силу, приложенную к центру тяжести ПР°®°^
ка, можно разложить на две составляющие одна нз которых НЯИРчГ
262
Размеры паза, мм Допустимая нагрузка. Толпы- кЦ/м наян-
*4 *» 'а ста. Хвост на Хвост мм проварен проварен
64 22 174 1.5 1 295 440 14 785 980
6,5 264 22 1S 1 390 590 14 980 1280
fiT 64 304 26 2 1 490 735 14 1180 1570
32J 64 36 314 2,5 14 1370 1870
jy 64 434 39 3 1,5 1770 2350
ид 64 514 47 4 14 2160 2850
n no продольной оси полюса, а другая — перпендикулпрпо этой оси
(рис 11.36) Продольная составляющая воспринимается полюсным
ажонечником, а поперечная составляющая стремится выгнуть провод-
ин в межполюсное пространство Поперечная составляющая одинако-
И для всех проводников катушки, т е не зависит от положения витка
ю высоте полюса. Напряжение на изгиб в медном проводнике катуш-
й полюса Па. определяют по формулам
•' для катушки с двумя радиусами закругления (рис 11.36)
0<-°-4’^ ,0* 54’
б) ДЛЯ катушки с одним радиусом закругления
% = 0,98 (Ъ + L)1 10* (II 55)
Му \ 1000/
у^Чцексы в формулах соответствуют обозначениям на рнс 11.36
^ення r.l,L и bf подставляются в метрах
Уменьшение напряжений при увеличении отношения ц = rJL учи
коэффициентом к (рис II .37)
fll$ И вапРяжеНие •“ изги6 медного проводника, полученное по
*Рки ИЛИ (И 55)1 меньше или равно 50 МПа, то межполюсные рас-
можно не ставить Если же ои > 50 МПа. то для укрепления об
между катушками следует поставить распорки (рнс 11.38)
263
Рис. 11.36. К расчету межполюсных рааюрок
Рис. 11 38. Межполюсм*1*
порки
Их количество по длине машины определяется по формуле
= ч/о,.(500 10") -1 (П-*1
тр принимается равным ближайшему целому числу
Напряжение в медном проводнике при наличии распорок, Па,
"пр = ож/(тр + О2
264
Боковое давление на распорку, Н,
*-a’8,‘M^)(^W)' ,0* <1,S8)
фж«Ф- Исходные данные Лиом =750 об/мин, L =66 10“3 к, I “17,7 X
10-а м, г =5 95 10“’и. в, = 0.21 1<Г3 м, 6, = 3.5 10“2 м му“ 65 к»-
„твиа - с Двумя радиусами эакругпаниа
р»595 «Г3/(«6 10“3) “0,09
Цо рис 11 37 4 “0,93
Из (И М)
(2 5,95 ♦17.7) 10”а . .1\Л 750 V
в, =0.49----------------=---“(2 5.95 + 66) 3 10“*1--------I X
2 34 10 3 \ 1000 /
X 0.93 10* = 94.7 > 50 МПа.
ГИреаеляем число распорок
Мр = у/941 10s/(500 10s) - 1 - 0,37,
«ашмаем тр = 1, тогда
СЬр=940 10*/(1 + 1)3 ~ 234 10s Па
Боковое (жаление на распорку на (11.58)
Е(2 5.95*17.7) Ю"3 1
------------------- х
[(2 5,95 + 66) 10-а 1 / 1 2 750V -
—771----------JlTSr)
Л/счет кромки полюсного наконечника. Наиболее опасным сечением
’’косного наконечника является сечение Л-Л (рис 11.39) Кромка
fcjnc>ca испытывает изгибающий момент от центробежных сил обмотки
1 CiMoii кромки При наличии межполюсных распорок, опирающихся
^11 39 Силы, пеВстаующие на
^*3'полюса
265
(11Л9)
на кромку полюса, на нее будут также действовать моменты от
кового давления обмотки через распорку м от центробежной счлТ 6°-
порки Поэтому при проектировании полюса, главным образом пп ^*с“
быстроходных машин, необходимо проверить напряжение в
Центробежная сила I м обмотки Н/м,
С = 10,3а bfwJi 10ч
• т f г»\ 1000 j
Центробежная сила кромки полюса, Н/м,
С” - (4^)*,0’-
где масса кромки полюса, кг/м, Л, и Лкр - расстояние от
вращения до центра тяжести обмотки и кромки полюса. М, а. и fc
размеры проводника обмотки возбуждения, М ' ‘
Сила, действующая на I м от бокового давления обмоткн через рае.
порку, Н/м,
где Д'— сила бокового давления на распорку по (11.58), а - \Vfl
/ (2р) половина угла между соседними полюсами; В опорная на
кромку длина (аксиальная) распорки, м
Сила действующая на 1 м кромки, от центробежной силы распор-
ки Н/м,
ср = Cp/(2Bcosn), (1162)
где Ср — полная центробежная сила распорки Н
Ир — полная масса распорки, кг; Лр - расстояние от осн вращения до
центра тяжести распорки, м
Изгибающий момент в сечении А—А на единицу длины, Н м/м,
«.-с.'. - * <с; + с")», <n-w»
где 7Ж. /кр, 7р -плечи сил до центра сеченняЛ-Л м
Напряжение от изгиба в кромке полюсного наконечника, Па,
1И - высота сечения А—А кромки полюса, м
•у^устамс напряжение в кромке от изгиба для стали марки СтЗ
JljneeT 70 МПа при толщине листов полюса 1 мм и 100 МПа при
листов полюса 1,5 мм При наличии демпферной обмотки
Кдеемые напряжения соответственно будут 90 и 130 МПа Если
A-А попадает отверстие для стержня демпферной (пуско-
•J) обмотки, то из высоты сечения следует вычесть высоту шлица
^Ljweip паза ПРН смешении паза плечи I*, /кр и /„ следует брать
"^центра тяжести сечения А* ~ А*, как показано на рнс 1139, при
высоту сечения принимают равпой А" А'.
(Ьюаср. Исходные ванные ”ном ~750 об/мин, а, —0,21 10"* м. ~33 X
]0ам w =65 0=223* «„=59.2 10”* м. =483 10 * м Ср-89О0 Н,
10"’ м, масса кромки т*р = 11,3 кг/м, Л=21800Н 2В =2,2 10 * м.
* =2 10"’м. (р = ЗЛ 10"’м, Л„ =4,8 IO’2 м
*Из 1139)
, , _ / 1.2 750 V ,
= »0,3 0.21 10"’ 33 10"* 65 483 10"’ ( —I 10 “
« 193 10Э Н/м
3(1160)
€„=11,0 17 3 59 2 10"’ I—----------- ) 10*» 91.25 10s Н/м
\ 1000 /
з (11X1)
0,41 _
С = 21 800 ---------- » 112 10* Н/м;
• 8 10"’
3 (11-62)
I 8900
С Ч --------------------- = 61,0 10 Н/м
р 2 8 10"’ 091
Изгибающий момент по (1133)
М„ г 193 10s 2.2 10"’*913 10s 2 10"’+(112*61) 10s 4,0 10"’»
= 129,56 10* H м/м
Ншраженне от изгиба в кромке по (11-64)
6 12936 10*
0Кр « -----------—---- = 337 10s Па < 90 МН»
4,8’ 10“*
Лсчег козырька щеки полюса. На козырек щеки действует центро-
**иая сила лобовой части обмотки возбуждения, которая стремится
*° отогнуть Наибольшее напряжение нзг^а возникает в месте пере-
267
хода козырька к нажимной части шекн (сечение I-I на рнс Цдд
Момент центробежных сил лобовой части обмотки, имеющей одщ
дну с закругления Н м,
И. - ЮЗ^ИуК.г^В^и/ЮОО)’ 10’, (1|К)
для обмотки, имеющей двухрадиусное закругление, (рис 1|дц
Нм,
М„ - 10Л^«, <Br‘ » 1к' ’)(»„„ 1000) 10’, ,
где Ra расстояние от оси вращения до центра тяжести сечена
мотки, М, I длина прямолинейного участка лобовой части обмот
КИ, мВ по кривой рис 11 -40, cose = 1 - к' , I, к * г2, м к
рис 11 40
Момент сопротивления козырька щеки в сечении 1-1, мэ,
ЬАа г
у, (11.67)
1.4 ИГ3
--------— = 0.5 по рис. 1140
2.8 10“3
Рас. 11.41 Лобомя часть
катушки полюса
здесь Ъ н Л , м, — по рис 11.40, <р по рис 11.40 в зависимости от
отношения hifh
Напряжение изгиба в сечении I-I козырька шеки, Па,
= I 15Ми/к
(ИЛЯ)
Коэффициент 1,15 учитывает увеличение напряжения от собегьг*
нон центробежной силы козырька щеки
Допустимое напряжение для стали марки СтЗ ои = 120 МПа, да»
стали марки Ст5 ри = 150 МПа
I Йиряжеицс изгиба по (11.68)
к-
------- - = 1158 10* Па
1 10
Прмчср Исходные данные =750 об/мин в,—0,21 10”1 м. "7^.
Я, =48.5 10"г м, гг 10 * м, I =17 7 L0*2 м, *’ =4Д 10 *
, , 44 ,<Г’ ла
х10~’м А =2Л W1 и. At =1,4 10 2 м со*а = 1 ——, -
Норне 11.40 В = 02
Из (11.66)
0,44 = 14.4 10"* ыл
из (11-67)
2$ 10"3 2,8а ЦТ*
IV = ---------------—--------
6
I ftney лобовой части катушки полюса- У машин относительно ие-
Рмиои мощности или имеющих невысокую частоту вращения иногда
|У-Ажные силы, действующие на лобовые части обмотки возбуж-
Получаются небольшими В этом случае у шеки полюса можно
Г делать козырька, поддерживающего части обмотки При решении
Г - о целесообразности установки шеки с козырьком или без
г® можно исходить из следующего расчета
I Этический момент площади лобовой части м3
I * = -- + bfl(r2 -X + 0,5Л.) (11 69)
'"I.0
- B,r>.
ширина проводника катушки м, г,, гг I, х. М по
268
269
рис 11 41, Bi и В2 коэффициенты, значения которых 'финны-,
по рис 11-40 по cosOj =х]г2 для В2 или cose1 = х/г, для Bi
Напряжение изггёа в меда от собственной центробежной
о = 0,295
ни
где г - расстояние от оси вращения до наиболее удаленного цт.
м, л, толщина проводника обмоткн возбуждения, м
Если расчетное напряжение изгиба меда превышает 500 |(У ь. _ 11-*3 Р°ТОР сякхронной i
то применяют щеку с козырьком
]1.42 Шихтованный ротор синхронно! машины
машины в виде сварного магнитного колеса
10 м,
X 10~3 м. х = 1Л
Из (11.69)
ю"
20. *Ыоы = 300 об/мин д, =0,353 1П~5
=5Л8 10“* м. г = 67.4 10-2 м, I =52
М=0,26 5 681 КГ* 0,158 43 1(Г**1Л8 10"* 5 2 10"2 X
X (4-1.8 + 05 1,68) КГ2 “ 63,6 )0“* м*
Для co»aj=U 10“а/(4 10~2) “0.45 м corn, =18 1О~’/(5,68 Ю"’)-
= 0,32 по рис. 1140 В2 =0.158, Я, “0,26
Напряжение изгиб» по (11 70)
636 10"* 67.4 10“2
V “ 0295 ---------------------
1.68 10“а 0Л53 10'
а) Расчет дискового ротора
Тйгнитопровод ротора можно разбить на дм части собственно маг
gtaipoiaon, ограниченный внутренним отверстием вала радиусом Rt
Ьцружностью радиусом R2 (ДО дна пазов), и хвостовую эону, ограии-
^,-ую внешним контуром сердечника м окружностью радиусом R2
рис 11.34)
Jbtxa хвостовой эоны на 1 м длины ротора, кг/м.
= 7800
иЯ2
(11 71)
10* = 277 10s Па.
<: Д Д/?2,М. —порш. I 134
I Центробежная сила хвостовой эоны на 1 м длины, Н/м,
У паяной машины можно применять шоку без козырька.
Q = 11m;
I03
(1172)
Центробежная сила полюса с обмоткой на 1 м длины, Н/м,
t - И (mi, + т*в)Я
(11 73)
11.8. МЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ МАГНИТОПРОВОДА РОТОРА
СИНХРОННОЙ МАШИНЫ
В синхронных машинах общего назначения мощностью СИ»
100 кВт магнитопровод ротора имеет два вида исполнения У ВыСЛ*
ходных машин магнитопровод выполняется из отдельных 1
(рис 11.42), которые затем стягиваются шпильками либо з»®6®'* * ’’’m * массы полюса и катушки обмоткн возбуждения на
мн, лтво электросварочным швом Полюсы к магнитопроводу «Ч*"*1' й длины, кг/м, no (1131) н (1150) R средний радиус центра ти-
са с помощью хвостов В тихоходных машинах ротор выполняете» полюса м
виде магнитного колеса (рис 11.43), к ободу которого гнпМ®* I Овальное напряжение на поверхности радиуса R2, Па,
прикрепляются полюсы
При вращении ротора его магнитопровод испытывает ряст®^.. » =(2рС’ + CM*j/(2irl?j)
шее напряжение центробежной силы, обусловленной собственно» j.
лой тяжести н силой тяжести прикрепленных к нему полюсов J* 1^2«мальиое тангенциальное напряжение которое возникает на
того чтобы центробежная сила не вызывала остаточной сиповерхности магнигопроводарадиусом К,. Па,
в ыагмггтпфпелх*, необходимо, чтобы максимальные напряже®’
меньше или равны допустимым Напряжения в магнитопровоДв Р°
определяют из расчета его на прочность.
270
(П 74)
10*
(1175)
271
гае
71 коэффициент, определяемый в зависимости от опю
Ri/Rt по следующей формуле
7, — 72,4(1 +0,212с2) I02 (111£
Тангенциальное напряжение в стали магнитопровода ротора с
ослабления шпоночной канавкой, Па,
°’ -^г «W
Если в магнитопроводе имеется отверстие для стяжной шпцящ
то из Л„/п следует вычесть диаметр этого отверстия Напряжен j
стали >«« нт>мриш4а а' на должно превышать 130 МПа.
Г¥—'Р- Исходаме дмшыо 2р - 8. = 750 об/мш, А = Э2Л 10"’ и
Н -394 10“2 м. At = 13 IO-2 м Aj =30.4 Ю"3 м, R =51Л 10 2 м.»
♦ "»ж , = 590 кг/м. = 16J IO'2 м. ' Г
По (11 71)
(, 39,6 10"’ \
S MS 10 ’ ------------ - , м.,1 „41 .
= 1789 кг/м.
№ (11 72)
, (39,6 ♦ 30,4)10-2 / 1.2 750 \
С =11 1800 ------------------- I----------1 10» - 5613 Н/М; 1
2 \ 1000 /
по (11 73)
, . ( 12 750 \3 ,
С = Ц 590 51.5 10 2 I-------------I 10s w 2707 10* Н/М. i
V 1000 /
по (1174)
(8 2707 ♦ 5613) 10*
2W 30.4 10"2
- 142,8 10* Па
I 10* = 75.2 102
По (11 76)
Г| -72.4 1 ♦ 0,212
Таигамциалыюяммряжемие по (11 75) (И 77)
О- “----------------- 14X8 10* + 75,2 1О2 30,42
1 (13/30,4)2
10-4 X
272
1,2 750 V
1000 /
104 - 40S.9 10* Па
, « (ЭОЛ 13» IO"’
а' * 405.9 10*--------------=---- = 428 10s Па
т 14.5 10"’
6) Расчет ротора виде магнитного колеса
Магнитное колесо представляет собой сварную конструкцию, состоя-
щую из стальной втулки, насаживаемом на вал, обода, к которому при
крепляются полюсы, и диска, соединяющего втулку и обод. Иногда
в диске делают отверстия, между которыми образуются своеобразные
атиды (рнс И.44)
Центробежная сила обода. И,
С. ' ll»vR.(«„„/1000)1 103 (1178)
где т» масса обода, кг
«,> ’ (о; - о;)Г 7800 = 6.12 Ю’(о; -Opl, (II 79)
Rc =0,2$ (D, ♦ D2) - средний радиус обода, м
Центробежная сила полюсов с обмотками, Н,
Q - 11^(Яи1«/Ю00) ю\ (11.80)
где т„ - масса всех полюсов с обмотками, кг
'лп^гпмв+ттц4С*тмк1+/пя, (11-81)
Массы лц, » «м с. «м.кэ и определяют из электромагнитного
расчета по (9 150) -(9.153), R - радиус центра тяжести полюса с об-
мотками, м,по (П-49)
Сила, растягивающая втулку. Н,
N = (С» + Сп)/(ат),
где а - расчетный коэффициент
Рис 11.44 К расчету ротора в ММ
мрного магнитного колеса
(1182)
273
« « 1 ♦
Д» /_*а
\ Sa
(П.83|
w0^(Z)| Dj)^t St -£)«)2ia. Sc "Ьвг плоиидисме-
ним обода, втулки, спицы, м’ fc€ « nDJm - d0 расчетная ширин,
спицы, м; т - число спиц. Я, = 0.25 (£>, + Z)4) - средний раджуг
втулки; 7С “ 0.5 (£>а - £>а) - длина спицы; DltDit Dt. D ,do t
размеры, м, по рнс. 11.44. е * ~
Сила, передаваемая на втулку, Н,
С=*'
(1184)
Напряжения при максимальной частоте вращения. Па
в ободе на растяжение без учета спиц
2wS,
(4 85)
2я5а
(И ВЫ
<11 87)
в швах Б
mQ
Ot = —---------
1Г(7>» ♦!>,).,
где с, ил2 размеры сварочных швов А и Б. м (рис 11-44)
Можно принять
вд = в, = а « (! 1.5) 10-2 М (11881
Напряжения при номинальной частоте вращения в швах Б Па
на растяжение
= OJ (Ч.оы/пмех)1. (11891
на срез
274
11
где коэффициент перегрузки, kt *1.7 *2,5,
- 95S0 ,
lucpea (приведенное)
ъ - *- V»; ♦
(II 91)
Допустимые напряжение в обода в втулке принимают равными до
100 МПа, в швах на растяжение 80 МПа, на срез 45 МПа
Прамер. Исходные данные ’®00 кВт V>m = 500об/мми Dy “75,46 X
х 10"’ ы. Di -64.46 10“’ м Dt “35 10"’ м.О« =21 10"* m.JDj “25 10~* м.
Сс“49,7 10"’м1, “45 10’* м. /,“133 10"* м. d9 -10 10 1 м.» “2.4 X
х10"’м Л-46 ГО'*м, я^=1000кг. ж“4
Посяеловетслыи! Примени (11 781(11 91). волумем
то “6,12 10s (75.46* 10’* 64.46* 10"‘)45 10"’-423.8кг;
Яв“ 0,25 (75.46 10"* *64,46 10"’) = 35 10"* м
, I 1,2 500\* _
Со “ 11 4233 35 10“* I-------J ю’- 587 387 Н.
\ 1000 /
, / 1.2 500\*
Q = 11 1080 46 10“* 1 ,0^“ lW328 Н.
5, “03(75.46 10"’ -64,46 10”*)45 10"’ = 2473 10"* м1-,
Л, - 0,25 (35 10"’ 4 21 10“*) “ 14 10“’ м,
5,-03(35 10"* -21 10"’)2 13,3 10"* = 186 10"* м’.
1С “03(64.46 10"* 35 10"*) “ 14.73 10“* м;
$с “ 29 10"’ 2,4 10"’ “ 69,6 10"* м’,
2473 Ю"* /14 10“’ 2Я 14 73 10"’
° * * 35 10“’ \ 186 10"* 4 69.6 10"* ,
Л. .1ЫКВИ
3.88 4
(35 10"* - 21 10"*МЗЗ 10"*
о “ 164 608
186 10'
275
®a =
587 387 ♦ 1 967 328
2« 247.5 10“*
- IM 10* Па
4 164 608
2» 186 1O~*
» 5,64 10* Па.
164 608 49,7 10“’
1 10** 29 КГ2 64,46 IO"2 3 43Лб '° Ш
, 4 164 608
°2 “ ----------Z8-------5------=“= 3419
«{35 10 ’ + 25 10-2)l KT2
./500 \2
O2 • 34,9 10* I---------1 - 24.2 10* lb,
V-> 500 /
800
«ном = И50------ « 15 280 H m,
500
0.45 2 15 280 35 10"2
T* “ -----=5----a---3----<-----— = 1
1 10 3 (35’ 10 * - 25’ 10"*)
fnp = — >/(24,2 IO*)1 *4(17.66 Ilf)2 « 21 4 10* П>
Btt напряжения находится в допустимых пределы
117 РОТОРЫ АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
И ЯКОРЯ МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА
Магннтопроводы ротором асинхронных двигателей и якорей машия
постоянного тока с внешним диаметром менее 990 мм собирают «э
целых листов которые вырубаются из электротехнической стали тол-
щиной 0,5 мм (рис 11.45) В листе штампуют пазы а при необходимо-
сти, кроме того, круглые отверстая диаметром 15 35 мм для образо-
вания вентиляционных каналов При большой радиальной высоте ли-
ста отверстая располагают в несколько концентрических рядов •
шахматном порядке Для посадки магнитопровода на вал в цевтре ли-
ста штампуются отверстие в котором предусматривается шпоночная
канавка а также круглая лунка - шихтовочный знак А для того чтобы
при Шихтовке укладывать все листы в од»ю н то же положение относи-
тельно друг друга В результате такой укладки пазы получаются с бо-
лее ровными стенками После штамповки и снятия заусенцев лисп*
лакируют и подвергают термообработке для создания оксидной плен-
ки При изготовлении роторов асинхронных двигателей с питон клет
кои магнитопроводы сначала собирают из листов на опревке а лося®
заливки алюминиевой обмоткн напрессовывают на вал При внешни*
276
рис. 11.45 Пример листа магннтолровода ротора
•)
Рис. 11.46. Ротор (я) и якорь (б)
MJ целых ЛЯПОВ
оамстрах ротора до 200- 300 мм магннтопроводы сажают на гладкий
вал горячей посадкой а прн больших диаметрах на валу предусматри
веется шпонка
Магннтопроводы роторов, имеющих фазную обмотку или сварную
клетку, в также магннтопроводы якорей машин постоянного тока
набирают из листов непосредственно на вал (рис 11.46) Магнмтопро
воды 1 спрессовывают стальными нажимными шайбами, которые имеют
кольцевые пояса 4 называемые обмоткодержателими н предназначен-
ии для поддержки лобовых частей обмотки 2 Выполнение обмотко-
держателей выбирается в соответствии с формой лобовых частей об-
мотки
Ма1нитопровод ротора или якоря в спрессованном состоянии фик
Офуется на валу в осевом направлении или с помощью пружинных
колец 5, врезанных в канавку на валу или втулок б, насаживаемых
«» вал с большим натягом Иногда для фиксации мапппопровода он
с одной стороны упирается в предусмотренный на валу буртик Лобо-
ве части обмотки закрепляют бандажом 3.
Прн внешнем диаметре ротора или якоря более 990 мм магнитопро-
®од набирается из штампованных сегментов электротехнической ста
л* (рнс 11X7) В этом случае сегменты набирают на ступицах, которые
имеют сварную конструкцию (рис 11.48) Размеры сегментов выби-
рают исходя из наилучшего раскроя листа Для крепления в ступице в
ментах с внутренней стороны предусматривают выступы или углуб-
ления в форме ласточкина хвоста Количество крепящих элементов
* каждом сегменте должно быть не менее двух В целях повышения
Механической прочности в также улучшения магнитной проводимости
2?7
Pic. 11.47 Стоит якоря
Рж 11-48 Якорь из сегментов
шкеты собирают с перекрытием сегментов при переходе от сод к
СЛОЮ
В осевом направлении сегменты якоря стягивают нджммяьац
фланцами стяжными шпильками, устанавливаемыми внутри вп
вве магнитол ро во да
Иногда на ступицах собирают магнитопроводы роторов (якорей)
при их диаметрах менее 990 мм Такое выполнение ыагиитифщ^ц
«moo Zpcma том случае, когда разность между внутренним диамет
ром ротора (якоря), найденным из электромагнитного расчета, да
метром вала получается значительной, а внутреннюю вырубку можно
использовать для изготовления мят кятляровц л меньшего диаметра.
в) Маханмчееким расчет магнитолровояа
При проектировании роторов (якорем) отдельные нх элементы под-
лежат проверке на механическую прочность
Расчет на^ряженнк в мвпавтиир«ж«а- При вращении в магнхпяфО-
водах роторов н якорей возникают напряжения от .о<— - • . сип.
Набольшие значения эти напряжения имеют у внутренней поверх»
ent ыет ИЖПМфоаа
» • ЛО,(Л„„/|<ХХ>)’Р 10*.
(11И)
где D3 диаметр ротора (якоря). м, р - коэффициент,, штываМ0
ослабление сечения листа шпоночной канавкой и вентиляционный
отверстиями
0- Да~^*И ;
адесь йп глубина паза, м (рис. 11.49), dK - диаметр вентиляциоВ**
го отверстия, М; ~ минимальная высота ярма ротора (якоря). ы
^ж£л ” ----“---- ~ *яп — — <2к.
278
высота шпонки; dB ~ диметр вала.
пиит Л определяется по табл 11-8 В таблице принято
е-Ад/^э. я-4,/(Р2 -2Ли)
I Допустимое напряжение на электротехнической стали 120 х 10* Па
0.3 0,0201 0,0208 0,0216 0.0225 0,0236 0,0247 0,0262 №0277
0.4 0,0208 0,0217 0.0227 0.0238 0,025 00263 0,0278 0,0296
0.5 0,0219 0,023 0,0241 0.0254 0,0269 0,0285 0,0304 0,0324
0,6 0,0237 0,0249 0,0265 0.0282 0,0300 0,032 0,0344 0,0369
0.7 0,0259 0,028 0,0303 0X3328 0,0354 0.0382 0,0*14 0,044
Расчет колец и втулок, агяфвшв.<а ротор (якорь) на валу На коль-
цо которым магнитопровод запирается на валу, действует усилие,
Вдвигающее нажимную шайбу вдоль осн Это усилие, Н вызывается
упругостью спрессованного пакета и находится по формуле
Q - Л (О’ d’)«.
(1193)
•Де Од =Dj ~h„ - диаметр окружности, проведенной через середины
пазов, м, q - упругость «.пресс, шлют. пакета, берется как 1/3 уси-
лия прессовки q ” (0,5 + 1) 10* Па. Большие значения q выбирают
Ф1я машин меньшей мощности
Напряжение на срез кольца прямоугольного сечения Па.
г -C/(irdi,ft).
*Ле Л — ширина кольца, м
Для кольца круглого сечения диаметром
Г’С/(Ч^1) (11946)
Допустимо значение т для колец, выполненных нэ стали, пркнщ^
ется равным 60 10* Па
Втулка, запирающая мапппопровод ротора (якоря) на валу, т»к»е
находится под действием силы Q. определяемой по (II 93) Для пред,
отврашенчя сдвига втулки на валу под действием этой силы необхоць
мо, чтобы сила сцепления втулки с валом Р превышала силу О не
нее чем в 1,2 раза Сила Р зависит от натяга, т е разницы внутрениеге
диаметра втулки и наружного диаметра вала Необходимый натяг рц.
считывается исходя из геометрических размеров вала, втулки в сипыф,
а затем по "Единой системе допусков и посадок” выбирается стандарт
ная посадка В соответствии с выбранной посадкой устанавливаются
допуски на изготовление вала и втулки После этого уточняется уса
лие сдвига втулки и проверяется максимальное напряжение на втулке,
которое не должно превышать допустимого значения для материала,
нз которого изготовлена втулка.
Расчет натяга и выбор посадки осуществляется в следующем по-
рядке.
Определяется давление на посадочную поверхность, Па, из формулы
Р _ 1ЛС
Sf rd,If '
(Н «)
тж f - > трения между i < r-и.» поверхностям!
(для сталей и чугунов в среднем/ =0,1 -5-0,15); 5 площадь посадоч-
ной поверхности, м1 5 = nd./ (d, и / внутренний диаметр и ДЛШ
втулки)
Затем определяется w С* .лпгм минимальный натяг, м
Дяая - Pd./©-
(1196)
где © коэффициент
Если вал и втулка изготовлены из стали, а вал не имеет отверстая,
£
е »
здесь Е — модуль нормальной упругости (для сталей F=2,l 10* ’ П*),
£>, - наружны* диаметр втулки, м.
По полученному значеялю натяга выбирается стандартная я®-
садка, имеющая нат^г, близки* к расчетному
Максимальное напряжение на втулке определяется по формуле
280
1 -
(1197)
Значение р* определяется нэ (11.96) при максимальном натяге
А-**'
Пример. Рассчпагь втулку, гапнраамцуто магнятопровод якоря та валу- £»д =
,16Л 10"3м. rf,=8 1о”м. Р,^11Л 10”м, («ЗЛ 10"’ мя«=5 10* Па.
По 01 93)
3»М а я -а
О - -------(2бЛа - «Ъ 10” 5 10* = 25 051 н.
во (11.95)
1.2 25 051
в= -----------ч-----------;------ = 227.9 10* Па.
Я 8 10”’ 33 10” 0,15
НоовшякмыЯ мпжжлша гатят из (11-96)
-
227.9 10* В 10~а
5.43 10* *
« 335 76 10"’ м.
2.1 1011 ,А
© - --------------------г— - 5,43 10*® Па-
014* *8*) 10
(113*-ва) 10”
"’(’V)
По спцщарту выбираем посадку 80---------- (допуски ддж вала мкм,
• для втулки * 30 ноем) При этоЯ посадка аедиммальныЯ итят &min “75 - 30 —
О
*45 мхм (450 10*’ м), мкевмадышй катят Д^х ж94 - 0 “94 мкм (940 X
* 10” м)
Уточняем даяленне ва посадочную поверхиосп. гд>м ммшмалыюм натяге из
(1196)
450 КГ 5.43 1О10
Р = --------------------- « 305.4 10* Па.
8 10”
Уточняем <жлг Р по (11 95)
* = 305.4 10* « 8 10” ЗЛ 10” 0,15 =40 276 Н,
*/ Q «40276/25051 «1.61 > 1Л-
Давлеияе «чри амисашалшом натяге
281
, *40 10“’
F = --------z— 5,43 10,e - 638 10* IU-
8 10"’
№аряжеяж яарастяжш» в сменив втулки do (11.97)
2 638 10*
1- [8 W’/(114 10"*)la
» 247,3 10* < ft? 360 10* Па.
Проверка прочности яубцов. Зубцы вмпопол^ вооив кагружищ
цапробеЖной силой, силами от собственного веса, а также от веса об-
мотки и изоляции, лежащих в пазу Наиболее слабым в механической
отношении является сечение в основании зубца шириной bz Ныфяжс
вне растяжения в этом сечении Па, определяется по формуле
(114
- боа вм сила зубца и содержимого паза на 1 м длины якц-,
Н/м,
Q’. - W<-"z * <„> №. - 4) «Я. (п »)
где Z>2, Лп - внешний деяметр ротора (якоря) и высота паза, м
Масса зубца на I м длины якоря, кг,
mZ =7-8ЬгсрЛл*с 10>’ <11100)
т bZcp ~ средняя ширина зубца, м, кс - к пффмамвт залолнеям
пакета сталью
Масса меди обмоткн к яа изоляции на 1 м длины якоря, кг,
"о.. + ♦ 2.5(44 - 4Wn)l IO1.
(11 100
где qa - сечение проводника, м\ NB - число проводников в пазу
Ьа - ширине паза, м
Проверка провоста шпонок. Шпонки для фиксации мегнитопровс'
обычно выбирают такого же сечения, что и на свободном конце ва»-
Они рассчитываются на смятие рабочих, поверхностей, всходя «з 80
большего значения передаваемого момента Наибольшее распростр»*
ние получили призматические шпонки Напряжение смятия, Па,
где AfBOM номинальный момент, Н м, Лшп, 1шп - высота Я
на шпонки, м
282
Коэффициент перегрузки * выбирается равным в пределах 2-3.
В шпонках, изготовленных из стали марки Ст5, допустимое напря-
^ине принимается rpiTxaлгныю равным 150 10е Па.
б) Расчет бакввквй и кяинмв
В пазах роторов и якорей располагаются обмотки, на которые при
^ашении действуют центробежные силы Для уежляралаемы пере-
^шення в радиальном направлении обмоткн должны быть надежно
«креплены
Лобовые части обмоток закрепляют бандажами, намотанными из
фоволокм или стекловолокна. Закрепление пазовой части обмотки
вхредством бандажей может применяться для машин постоянного
гока относительно небольшой мощности (при диаметрах якоря до
300-350 мм), имеющих открытые пазы. Ьандажи располагают в еле-
^альньа канавках мапагтплроапосв. которые образуются в резуль-
тате применения листов меньшего диаметра, чем основные (рис 11 50)
Применение бандажей имеет определенные преимущества, так как
ври этом уменьшается высота зубца, что приводит к уменьшению маг-
жпюго напряжения зубцов и потерь при их перемагничивании Од-
юхе при больших скоростях (прн ул > 35 м/с) применение бандажей
становится мрваааоаымаым, так как бандажи перекрывают чрезмер-
но большую поверхность якоря, что ухудшает его теплоотдачу При
галичин проволочных бандажей понижается КПД машины из-за потерь
з ш, а при бандажах из магнитной проволоки ухудшается коммута-
ция При наличии кольцевых канавок увеличивается воздушный за-
зор, и следовательно, и магнитное напряжение зазора Поэтому у более
мощных машин обмотки в пазах закрепляют клиньями
У асинхронных двигателей и машин постоянного тока, имеющих
® ротора (якоре) полузакрытые пазы, крепление обмоток в актив-
ной части производят клиньями.
Расчет бандаже* Для бандажей применяют магнитную или немат^-
ную стальную проволоку или стеклоленту При частотах перемани^
ванмя более 50 Гц и в напряженных по коммутации машинах на ап
ной части пмшузмствса« применяют немагнитную проволоку П
метр проволоки для бандажей предварительно выбирают в пре>,_
0,8-2 мм (мекыпие диаметры проволоки берут для машины с Чсю
шкм диаметром якоря)
Для уменьшения потерь бандаж делят на части, для чего по
магнитопровода делают несколько канавок Длину каждой кат»^
следует принимать не больше 15-20 мм, а общая длина всех канио
не должна превышать 35% длины магнвтопровода На лобовых час-
тях обмотки ширина бандажей может достигать 40 мм Более ишр0К1,
бандажи также следует делить на части или применять у к лапку в щ
сколько слоев по высоте
Под проволочными бандажами на пазовой и лобовой частях обмотка
якоря подкладывают миканит толщиной 0,3- 0,4 мм Внешний диаметр
установленных бандажей не должен превышать внешнего диаметра
якоря Для укрепления бандажей по ширине применяют скрепки ю
белой жести шириной 8-15 мм, припаиваемые оловянным примем
(рис. 11 51)
По сравнению с проволочными бандажи из стекло ленты, пропи-
танной синтетическими смолами, имеют преимущества Они не ям
ют собственных потерь, не требуют наложения изоляции между банд*
жом и обмоткой, менее трудоемки в изготовлении Недостатком та-
ких бандажей является их большая толщина, так как стеклоленп иые
ет меньшую механическую прочность
При расчете бандажи исходят из того, что он испытывает напряже-
ния от центробежных сил обмотки и самого бавдажа. Число виткоа
проволочного бандажа
«>, , 1.13 -'"‘°’ *?? (пт„/|000)’ 10>. (111Ш)
(Одоп — Оо )
где de диаметр проволоки бандажа, м; одоП - допустимое напр1
жеине растяжения, принимаемое для стальной бандажной проволок*
равным 450 10* Па, ит|П максимальная частота вращения, об/м**1’
Оо - напряжение от центробежных сил бандажа, Па
Дли бандажей из стали
о0 «2,2D*(n|nffX /1000)a 10’ (1110<)
При определении числа витков бандажа, располагаемого на
проводе, в (11 103) подставляют массу проводников пь и «зол*®1*
тл пазовой части обмотки, кг
т = лЪи = «о ♦ "Ы ~ С11
2Ы
ф Za — число пазов якоря, / — полная длина магнитопровода яко-
р.м. %'. -«» (11 101 >
Для нахождения витков бандажа с одной стороны лобовой части в
01 103) подставляют массу т= кг
- 1,2 0,7 8,9 КЯ^Л^аГ, (|1 106)
ijje 0,7т - длина лобовой части проводника, м, да - площадь поперся-
pro сечения проводника, м2, коэффициент 1,2 приближенно учитыва-
ет массу изоляции
Число витков бандаж* ю стеклоленты определяют по формуле
— Лп) _ _
*6 * °>9 —7------— (*„„/1000) 2 «О’. (И 107)
«П (°лоп Оо)
где qn - площадь поперечного сечения ленты, м2; адоп — дзпустнмое
напряжение растяжения, разное 150 I03 Па для стеклоленты класса
шревостойкости В и 130 (О2 Па для класса F
Для бандажей из стеклоленты, Па.
о0 = 0Л1О^ял«х/1000) 10’
(И 108)
Для бандажей используется лента ЛСБ (ТУ 611.22-70) толщиной
0,18 0,2 мм и шириной 10, 15, 20, 25,30 мм Высоту бандажных кана-
вок на магянтопроводе якоря выбирают равной от 2 до 3,5 мм
Пример. Двигатель постоянного тока имеет данные /*мом “75 кВт. *вк<жм*ль-
юл *ксплу*т«пяокн*я частота вращения (при оииблекмн поля) 2200 об/мин,
»а =25,8 |(Га м, I =26.7 10-3 м, Za =27, Afe = 12, йп=3 10-1 м» Лп =1,2 X
ХПГам, qa «16.15 10-*м3 «n = <W 10“’ 15 10-3«3 10-*м2
Из (U ю“)
то*и 16.15 10-4 17 (1.2 МТ* 3 10"’
- 16.15 W* 12)] Ю3 « 2.140кг
с изоляцией по (11105)
то ж =2,14 27 26,7 10"2 « 15,4 кг
Напряженке от центробежных сип по (11 108)
_ .( 1.2 2200V _ .
Оо =0Л1 25,8’ МТ* I---------- 1 10’ « 2.37 10* Па.
\ 1000 1
По (11107)
15.4(25,8 10"’-3 10"’) / IJ 2200\а
3 1О-* (150 10* 2,37 106) \ 1000 /
10*= 497 я» 50.
285
Расчет клише. Клинья изготовляют из гетннакса, тектолите, стеклу
текстолита и дерена (Бука, клена, ясеня) Клин рассчитывают на изгиб
как балку с «жреи>*ичет d нагрузкой посредине Эта нагрузка разид
центробежной силе пазовой части обмотки Расчет производится на [
Исходя из этого определяется предварительная высота клина ft
(рнс 11 51), м *
й*с *• 1.22\/с Ак/Одоп (11 109)
Центробежная сила пазовой части обмотки на 1 м, Н/м,
I0".
где «о м — по (11.101), Ьк — средняя ширина клина, м (рис. 11 52)
Бк^Лп+О^З) 10“’.
Допустимое напряжение на изгиб одоп для гетннакса равно 20 МПа,
для текстолита 35 МПа, для дерева при расположении волокон поперек
паза 8 и вдоль паза 4 МПа.
По найденной высоте йк из табл 11 9 подбирают нормализованные
размеры клина Приведенные в таблице размеры дамы в соответстви
с рис 1152 По производственным соображениям высота клина должна
составлять не менее O,25fe„
После выбора клика проводят повероч-
ный расчет. Напряжение на изгиб, Па,
«-1SC'6«/*^ <11110)
Ряс- 1152. К расчету пазового «пина
Пвлича II 9
*п. 3 4 5 6 7 8
*к •“ *п* 1 *>,♦ Ы fcn + 1.8 *n*2.3 *п*2.9 $в*ЗД
*о- мм 2,5 3J 4,5 5,5 63 7
286
Напряжение на срез, Па,
г - 0,5С’ /* *о.
(II111)
Лд — в метрах по рис. 11.52 и табл 11.9.
Допустимое напряжение на срез т для гетннакса равно 10 МПа, для
текстолита 15 МПа, для дерева при расположении волокон поперек па-
за 4 вдоль паза 2 МПа
Прмччр. Тот ж» двигатмь, что прашдущем примере (РноМ - 75 кВт)
размеры паза Лд х ЛП ~ 3,6 10”’ 1.2 10-3 м. Остальные данные те же.
№ (11 101)
"ол =1«-» IMS If* П* 1.5 (U W1 3,6 10-i -
- 16,15 10"* 12)] 103 “ 2,320кг.
. a a / ,Л 2200\ * a
C «S3 2.320(25 8 10-3,6 10 a)l .............- I 10* -
1000 1
= 19,74 103 Н/м.
“агервил клина - текстолит с О и 35 МПа. Выбираем * 14 10"3 м.
Иг (11 109}
По табл 11 9 выбираем клин сА, -4 iff* м: - 12 + 12 = 13,2 мм
*о = 33 Мм.
Проводим проверку
по (11 110)
19,74 103 13,2 10“*
о = 13 -------;----—---------- « 24,4 10* < 35 10* Па,
43 10'*
по (11 111)
19,74 103
Г “0,5---------т- “2,82 10* < 15 10* Па.
3,5 Ю'э
Выбранные клин имеет достаточную механическую прочисть.
11.8. КОЛЛЕКТОРЫ
Коллектор является ответственной к сложной частью машины по-
°о«Нного тока Он состоит нз коллекторных пластин, которые изготов-
’’«ют из твердотянутой меди трапецеидального сечения толщиной
*5 мм Иногда для повышения механической прочности применяют
287
Рве 11.53. Способы креолеми
торных пластин
пластины из меди с присадкой кадмии Для изоляции медных пласту
друг ст друга между ними укладывают прокладки из специального
коллекторного миканита толщиной 0,8-1,5 мм Набор коллектгу^
пластин с изоляцией между ними должен быта прочно закреплен *
иметь строго цилиндрическую форму при всех режимах работы Мадд,
ны Существующие конструкции коллекторов различают по способу
крепления пластин и имеют большое многообразие Здесь рассматри^
млея наиболее употребляемые в современных машинах способы креп-
ления нажимными конусными фланцами и конструкционной пласт-
массой
При креплении нажимными конусными фланцами коллекторные
пластины выполняют в виде ласточкина хвоста. Изоляционные проклад-
ки между пластинами такой же формы. Коллекторы с крепленяем
нажимными конусными фланцами делят hi арочные и клиновидные.
В первом случае нажим на пластины осуществляется только на ласточ-
кин хвост (рис 11.S3, а), во втором — на ласточкин хвост и концы
пластин (рис. 11 53,6).
Наибольшее распространение получили арочные коллекторы, как
более технологичные На рис II 54 и 11-55 показаны конструкт»
таких коллекторов.
На рис И 54 нажимные фланцы I, надетые на втулку 2, стягивайте»
кольцевой гайкой 3 Для изоляции всех коллекторных пластин и
корпуса на нажимные фланцы надевают прессованные из миканягы
манжеты 4, а на втулку — миканитовый цилиндр 5 Со стороны якора
у коллекторной пластины имеется выступ б, называемый петушке*-
Рнс. 11.54 Коллектор малых машин
288
11.$5 Коллектор крупных машкк
котором выфрезеровывается
дазиц. В этот шлиц закладывают,
. затем припаивают проводники
pjMOTKH якоря.
I рассмотренную конструкцию
| применяют при диаметрах коллек-
юров до 200-250 мм и малой
джине. В коллекторах с общей
узиной более 200 мм не рекомен-
дуется применять затяжку флан-
цев кольцевой гайкой, так как
। этом случае при нагреве пластин
ю-зз температурной деформации
ЦЮНСХОДКТ впжпобрЯлмА выгиб
тетин.
Пример конструкции коллекторов с большими диаметрами пока-
зан па рис 1L55 Здесь нажимные фланцы I стягивают стальными
шпильками 2 На фланцы надевают миканитовые манжеты 3 При боль-
шей разнице в диаметрах якоря и коллектора в шлиц пластины впаи
иют медные полоски 4 — петушки, к которым присоединяют провод-
или якоря.
При высоких окружных скоростях коллекторов и относительно
'юльпюй их длине для повышения прочности применяют конструкцию
। 'Иллекторов с бандажными кольцами Стальные бандажные кольца,
асаженные на внешнюю поверхность коллектора, осуществляют стяж
его пластин Для предотвращения замыкания коллекторных плас-
0я посадку колец производят на миканитовые пояски
В корпусе коллекторов вентилируемых машин предусматривают
каналы для прохода воздуха.
В коллекторах относительно небольших размеров (с внешним
^аметром до 40- 50 см) в настоящее время наход ит широкое приме-
^ние крепление пластин пластмассами (рис. II 56) По сравнению
с креплением нажимными фланцами такие коллекторы более надеж
-Ь1 в эксплуатации в отношении сохранения правильной цилиндриче-
ски формы, имеют меньшую трудоемкость изготовления и себестои-
за счет отсутствия механической обработки пластин на станке
посадки коллектор*.ди вал внутри его предусматривают сталь-
втулку I, в которой для лучшего сцепления с пластмассой про
^ены кольцевые канавки Пластмассу 2 впрессовывают в простран-
Рис. 1156 Коллектор is паастмыхс
ство между втулкой к коллекторными пластинами Для этого °рим>
ияют пластмассу марки Кб кии АГ-4. В целях повышения мехащце-
ской прочности в углубления коллекторных пластин 3 иклапич»™
армировочные кольца 4, выполненные из стальной проволоки или во-
лосы Размеры колец и число их витков зависят от диаметра коллек
тора. Показанная на рис 11 56 конструкция коллектора применяется
при диаметрах до 25 см
Во избежание замыкания коллекторных пластин кольцами ммкаш-
товые прокладки между пластинами в хвостовой части имеют больше:
размеры, в разультате чего образуются выступы
Внешний диаметр коллектора DK, его общую длину /х и ширин
коллекторного деления Ьк определяют из электромагнитного расчета.
Ниже даны некоторые соотношения, позволяющие выбрать размеры
коллекторных пластин (рис 11 57) В дальнейшем эти размеры могут
быть уточнены по результатам механического расчета
Высоту коллекторной пластины принимают равной
hn «* (0,80 +1.15) (ПН2)
Высота ласточкина хвоста
*i * (0Д+0.55)йк (II 113)
Для равномерного распределения центробежных сил ласточки»1
хвосты стараются располагать несимметрично /э > ls При выбор*
длины /« можно исходить из соотношения
1. > (1.2 *1.6)*, (111И)
Ширину выточки li, нужной для выхода шлифовального крУ1***
фрезы прн продорожке изоляции между пластинами берут рав*5*
6—8 мм
Размер /j выбирается для якорей с многовнтковыми секи»*"
равным 12 15 мм, а для якорей с одновитковыми секциями 15 20 *•*'
290
Толщина миканитовых манжет равна 11,5 мм, в миканитового
-динара 0,75 1 мм
fjpc ‘ :хль ласточкина хвоста задается углами а и 0, которые обычно
-вменяются равными соответственно 30 и 3° При диаметре коллекто-
*до 15 см эти углы принимаются равными 45 и 3" Число шпилек для
^нвания дожимных фланцев зависит от диаметра коллектора. Прн
рк до 50 см число шпилек выбирается в пределах от 6 до 12. Диаметр
дтлек не рекомендуется брать менее 16 мм
а) Махаишеский раскат коллектора
с । оаимнымм конусм1..мм фланцами
Ниже дается упрошенная методика, которая позволяет получить
удовлетворительные результаты для большинства практических случаев.
В предлагаемой методике механического расчета коллектора про
водится проверка напряжений в наиболее опасных сечениях пластины
опасных болтах и миканитовой манжете Опасными сечениями коллек-
торных пластин являются сечения I 1,11-Ц.Ш-Ш (рис 11-58)
При расчете напряжений в сечениях 1-1 и И-II консольную часть
ииастины рассматривают как балку с заделанным концом, на которую
действует распределенная нагрузка Распределенная нагрузка создается
двумя силами центробежной силой части пластины С* и радиальной
(оставляющей силы арочного распора FK которая возникает в резуль-
тате сжетия пластин нажимными фланцами
Консольные части пластины рассчитывают для изношенного коллек-
тора Радиальный износ t можно принять до 20-40% йа (рис 11 5В)
Исходя из сказанного, напряжение изгиба в сечении I-I Па нахо-
1ВСТСЯ как
3 1 <C«1*Fk»>
2 ьк1(*1-е)а
(И Н5)
* ЬК1 - средняя толщина консольной части пластины, м
«Рц - Ла - е)
*1есь 6в - толщина миканитовой про-
*ЯаДки, К - число коллекторный плас-
***> G, Ла, DK - размеры, м, по
Ле. 1157,
Рис 11-58 К реечету коллектор!
Центробежная сила Ск t, Н, определяется по формуле
Ск» = Нн^с1ЛО1(вяжх/1000)а 10*, (И Иб)
гае Лаа = (Ок - Ла - е)/2 - радиус инерции консольной «п»
"Чс 1 - масса выступа (консольной части), кг ’ ь
ж«1 ж 890ОУК1*ж1>
SK i - площадь боковой поверхности выступа, м‘
Радиальная составляющая силы арочного распора, И,
= 2Л5М1 —
(И 117)
Давление между пластинами pg выбирают таким, чтобы обеспешп
сжатие миканитовых прокладок, прн котором они не имели бы во>
нежности перемещаться радиально Это давление может быть оареак
пенс по эмпирической формуле, Па,
А = [eO + S^^-^V’l 10>.
L \мюо 10 ) J
где Гк диаметр коллектора, см
Для сечения //-// катфяжение подсчитывают аналогично (с учетом
петушков) При расчете напряжения от растягивающих и сжимаяжш
сил в сечении Ш-Ш, Па. уголок хвоста рассматривают как балку, »
деланную в этом сечении я нагруженную сосредоточенном силон
(II 119)
гае х - толщина пластины в средней части хвоста, м
ЯО>Ж - 2*j -*!)
-----------------*к>
Л,. /* - размеры, м, по рис 11 58.
Центробежную Сх и радиальную х составляющие силы аро»1010
распора рассчитывают по (11 116) и (11 117) При этом вместо
"Vi должна быть взята полная масса коллекторной пластины и внес*0
5К । расчетная площадь боковой поверхности пластины Радиус
цик берется равным ROk =(Dk Лж)/2 Напряжения ох и ож не ,*иЕ*
ны превосходить 120 МПа Напряжение сжатия в миканитовых *л^,
тах, отнесенное к 1 и1 площади прилегания манжеты к конусу с УгЯ°*
а, находят как
292
в (<* ♦ Fpx)/(2AK K«cme),
(И 120)
-f в ,м- по рис. 11 58.
Спряжение сжатия не должно превосходить 50 МПа.
Стяжные болты рассчитывают исходя из осевого давления которое
рл*иы создать нажимные шайбы.
Напряжение в болтах на растяжение. Па
(И 121)
(Сж* FpxJKtea
О- = --------=------- .
о
tjlt ~ диаметр болта, м; - число болтов
Значение об не должно превышать 300 МПа
Когда фланцы стягивают кольцевой гайкой, проверяют напряжение
«срез витков резьбы гайки от силы запрессовки, Па
<сж */р хЖЧ<»
(И 122)
где Dr, Нг - диаметр резьбы и ширина гайки, м
Напряжение должно быть не более 80 МПа.
При нагреве коллектора возникают дополнительные напряжения
вследствие wnuaar .w расширения меди и стали Эти напряжения
учитывают путем умножения найденных выше напряжений на коэффи-
даеит 1,1-1.2.
Прамер. Исходаыедимые £к=180 10“’ к AxwW 10-S M.At *=20 10“’ м,
*а=20 10“’м, е = 6 Ю"’м.1ажЭ0 10"’m,/s=25 10"*м.1*=10 10"’м,
• = 20 10“’ м, К =81. *п =0,8 W’ м, =27.6 10“*. 5ej «5.7 10“* и’
<14=1.8 104m’sxU*51 10“* м’.Яямх-Ы 2200 =2640 ов/мяи.Яг*
"10 10“’ы, Гг=М 10‘* м
Из (II 118)
Г /2640 18 \*Я
А> = 1 60*51-----------1 I-I05 = 11.2 10* Па
L \1000 10 / J
Свчсняе / /
з (И 117)
. - *
F». «2 112 10’ 5.7 10“*— = 495 Н,
81
«(180 - 20 - 6) 10“’
81
0,6 10“’ = 5,17 10“’ м.
•чес» КМСОЛЬНОН «стя
%! = 8900 5.7 10"* 517 10"э - 26.2 10"* кг;
293
раджу с нм
(180 20 6) 10’*
Кт = ------------------- - 77 МГЭ м;
2
центробежная сила по (И 116)
, , / 2640\2 _
Сж, =11 26,2 IO’’ 77 10"’ f-------J 10я - 13$ Н
\ 1000/
адряжш пгнбж сю (11 11$)
3 30 10”*(155 *49$)
О«1 =-----------*— ------------_Г'
2 5.17 10’* (20 6) 2 НГ*
= 28,86 10* < 120 10* lit.
Сечение II-II (с учетом петушков, рис. 1158)
Лк,»2 112 10* (1.8 *5,1) 10"*— = 599 Н.
81
пситровежНую силу определяем дли дау* участков консольной части Ни!
рис 11.58)
"WX4 »8900 1.8 Ю“* 5,17 10“’» 8.3 10"э кг;
СЖ1А = 11 8.3 10"’ 7? 10"’ (2640/1000)2 10* hi 49 Н,
тжИ =8900 5,1 10“* 5.17 10"’ “ 234 10"’ кг;
Сж2В =Ц 23,5 10”* 88 10 * (2640/1000)2 10* - 158 Н,
ПК ЯСПВ " 88 10”’ м - радиус центра пжести петушков. капражежле *Ж*Ь
по (11 11$)
3 25 10~’[ (49*1581*5991
<^J “---------------=------=----z
2 $ 17 10"’ (20 - 6)’ 10й
« 29,8 10* < 120 10* Л.
Сечение II1IH
мл (11 117)
*р.х"2 112 10* 27.6 10”* — -2397Н,
81
*(180 40) 10”э
8к-Ф “-----------------—— - 0,8 10 ’ “ 4,63 10"* м.
«к.п = 8900 27,6 10'* 4,63 10"’ 113.73 10”’ кт;
(180 - 40) 10”*
«Ок - ---------------------- " 70 10”2 м;
омпробежнаж сила по (11 116)
Сх • 11 113,73 10"’ 70 10"’ ( J 10» = 609.S Н,
\ 1000 /
294
Ьц.Х "
1(180 2 20 20) ЦТ*
81
0,8 LO3 = 4 IO-* м.
3(4094*2397) 10 10~3
4 10"’ 20* 10“*
- 56,4 10* < 120 10* П»,
в-иряженж сжатия манжетах t>0 (11 120)
609,5 ♦ 2397
2 4 10"’"20~10"’л/З/2
10* < SO 10* П>,
плряжешкнасрезразьбы гаЯкмdo (II 122)
ffr =
(6093*2397) 81 1/УГ
2Я 95 10”’ 10 !0-э
= 23,6 10* <80 10* Па
Коллектор имеет воспточпув механическую прочности
б) Механический ресчет коллектора на пластмассе
При механическом расчете коллектора на пластмассе определяют
напряжение в кольце из пластмассы, удерживающем пластину Давлс-
ше п кольцевой выступ пластмассового кольца. Па (рис. 11 59), опре-
деляется по формуле
’• * ГГ~ *
[_ 2/ - Ом 2>о 1 - «а.м
’ м) —г\----------- О ♦ 7И*> «1 X
*пл*пр J
> _2,ИХД- /'"У У IQ., (Ш23)
1, yooo}
•Де Ьи толщина миканитовой прокладки, м, =2000 кг/м’, упя =
* 1Ь00 кг/м*; у “ 8900 кг/м* плотности миканита пластмассы и
“едл Do диаметр окружности по центру тяжести коллекторных
Р*С 11.59 К расчету коллектор» и> пластмясск
295
пластин м, / - коэффициент трения меди по миканиту 7-0,0$. а
= 24^0© радианная мера толщины прокладок, рад, Упл . плоЛ?*
поперечного сечения пластмассового копии, м1,5Ж - боковая плопц^
коллекторной пластины, м1. $пр приведенная площадь пласты^?*
ого кольца с учетом стальных колец, м’
Snp = ^пл * 2------^ст»
₽Ш1
5СТ - площадь поперечного сечения армирующего кольца, м1 g в
-0,02 I01 1 Па; А„„ - 0.1 1О>1 Па; £„ -2,1 10’' Па - модул!, уЛ
гости миканита пластмассы н стали, т - коэффициент, равный ощ>
шенню испытательной частоты вращения коллектора к максимапы^
частоте вращения якоря яжвж, принимают п-1,8, *, м коэффициент
заполнения коллектора медью
Г».
кя м = 1 ---------------;
*(Рк - *к)
/в — ширина кольцевого выступа, м
Напряжение растяжения всего типгаг. вог кольца вызваяим
радиальной деформацией, Па,
°ИЛ “вв^В^о/$пр
(11 124)
Предел прочности при растяжении составляет 20 МПа для пластмассы
Кб и 80 МПа для пластмассы АГ-4
Прочность коллекторных пластин проверяется на напряжение в ип
от арочного распора F и центробежной силы С
Консольные части пластин проверяют так же как и в предыдущей
случае, по (11 115) Кроме того, проверяется напряжение в сечении
а-b н с-е (рис 11.59)
Напряжение растяжения пластины в сечении а-b, Па,
а-(Г1 + С,)/(Ьж1|1), (11125)
гае 6ж1. If - толщина коллекторной пластины в сечении аЪ и дл*
хвостовой части пластины в этом сечении, м
Силы Ci и F, определяют по (11 116) и (11 117) соответствен*0
для части пластины, рыаивс•>• выше линии вЬ
Напряжете среза в сечении с-е, Па,
г “ (F. + G)/(2i,a *а)»
(1112^)
гае tK2. fcj - средняя толщина и высота пластины в сечении t *
Силы Сх и Fx определяют для всей пластины
296
Среднее давление между пластиками, г<Жрии— — */*. —rt
очный распор. Па, определяют по формуле
д ” 1 — 5 ♦ ——~ — [^плТпд + ^жТк*>м *
12/-Ом 1 - *>. м
♦ s«’-(i - ‘-)i w (^У °’ 01 ,эт)
Пр'мер. Иаодеыо дожив £>*=125 10"’м. Лк=30 1О"1 и. Ьи -=0Л 10"’ м.
,=17.8 ИГ‘м’ 511я-13 10"* м’ Scr-ftOS 10"* м2 К -93, £>0-102 10"’ м.
=15 Ю"’к, ж- 1,8. =1.2 3000ов/а«м. *а = 8 10 1 и.
Ко эффшдокт эагюлмеяи коллектора медью
93 0.8 10"’
Цм"1-------------------Г " °-75*
*(125 - 30) 10"’
Пркведеявея площадь пластмассового асояаоа
21 10й _«
S™ = 13 10* ♦ 2------------ 0.05 10 - 15.1 10"* м2
ОД 10“
№ (11123)
Г 0,8 10"3 2000 2 1.81
** 2 0,8 10"’ 102 10-’
1 0.02 20“(1Ла-1)
♦ ------ из 10"* 1800*17.8 10"* 8900 0,75)------—--------т
1—0,75 0,1 10*1 15,1 10"*
1 2.76 17.8 10"* 102 10"’ /1.8 1.2 3000)
♦ 8900 0,751 -----------г------------1---------------1
J 15 10”’ \ 1000 i
-20,7 10* Па.
Hi (9124)
20.7 10*-15 10"’ 102 10"’
15.1 ’1Г5
= 20,97 10* < 80 10* Па.
между пласпжамж no (II 127)
0,8 10"’ 2000 1
2 0,8 10"’ 1 — 0,75
[13 10"*
1800*
.2 0,05
102 10*’
♦ 17.8 10"* 8900 0,75 + 17.8 10~* 2000(1 -0,75)) X
102 10"’ 0,02 10" ) ,/1.8 1.2 3000 V
X -----------г.---------т->5,5 Ю2 10’’(------------------1 10’ ,
2 0,1 10" 15,1 10"* ) X 1000 /
= 10,07 10* Па
Из (11 117)
Fx = 2 10,7 10* 17.8 10"* — = 1286,1 И.
93
Средн»» толивша коллекторной п.-зстнны
Ъко ~
<(125 30) 10"’ , ,
------------------- - 0,8 10’’ = 2.4 10"’ м.
93
Средн»» толпииа пиапииы в сечении с-г (рнс. 11.59)
<(125 10"3 - 2 30 10"’+ 8 1О'Э) .
6_3 -------------------------------------------- 0,8 10 ’ =
93
= 1.66 10"’ м
Масса шистины
тк = 8900 17.8 10"* 14 1(Г’ = 38 10’3 кг
№ (9116)
, 102 ,/1.8 1,2 3000 V
Сх=11 38 10’’ 10“’I-------------1 10’ = 895 И.
2 V 1000 /
Напряжение ср«за всечонмм с-» по (11 126)
1286 + 895
2 1.66 10"’ 8 10"’
= 82 10* < 120 10* Па.
Коллектор имеет достаточную механическую прочности
11». КОНТАКТНЫЕ КОЛЬЦА
Контактные кольца применяют в синхронных машинах н
ных двигателях с фазным ротором Они располагаются на валу
и к ним подсоединяют обмотку ротора У синхронных машин
лквают два кольца, а у асинхронных - три К контактным кода^£
синхронных машин через неподвижные щетки подсоединяют нст(№
питания для обмоткн возбуждения, а в асинхронных ДвигггеЛ^р0-
пусковой или регулировочный резистор Контактные кольца или Р.
лагают между магнитопроводом ротора и подшипниковым D°t^£-
или выносят за подшипниковый пип В настоящее время наиболее
298
-11.60. Контактные холма на втулке
2 3
Ю применяют последнюю конструкцию, так как в этом случае можно
шыполнять оба подшипниковых щита одинаковыми, кроме того, устра-
шается опасность попадания на обмотки щеточной пыли
Материалом для колец служат сталь, чугун, латунь или медь На
jbc 8 5 показана конструкция узла контактных колец для асинхронных
лмгателсй На рис 9 2 приведена конструкция узла колец для син-
хронных двигателей СДН2.
У машин относительно небольшой мощности контактные кольца J
। холодном или горячем состоянии мормзс* аьмжт яа втулку 2, распо-
юженную на валу (рис 11.60) Для изоляции колец от втулки 1фи-
жняют наложенный в несколько слоев формовочный миканит 3 тол-
щиной 0.5-07 мм При внешнем диаметре до 100 мм контактные коль-
ев иногда выполняют на пластмассе
Для машин большой мощности применяют кольца с болтовым креп-
лением (рис. 11.61) Контактные кольца 1 изолированы друг от друга
от болтов 3 изоляционными трубками 2 Весь узел прикрепляют
к торцу вала 4 Эта конструкция имеет сравнительно небольшую массу,
®рошее охлаждение колец но она менее надежна в отношении прочно-
сти крепления и биения.
Механический расчет контактных колец производят в целях опреде-
*кмя напряжения в них от действия центробежной силы Расчет произ-
водится для колец после их предельного износа Предельный днамет-
Ральный износ принимают 8 мм для колец диаметром до 100 мм.
Мм для диаметров 100—250 мм и 16 мм для диаметров свыше
Й0 мм
Центробежная сила кольца, Н,
ск = 111^^(^/1000)’ 10*. (11 128)
масса кольца, кг, Як — средний радиус кольца, м, ппех —
'••ссималъная частота вращения, об/мин
Напряжение на растяжение в опасном сечении (сечение кольца, ослаб-
*ййое отверстием для контактной шпильки), Па,
° = Ск/(2я5к), (11129)
площадь сеченйя кольца, м’
299
s,-
p внешний диаметр кольца после износа, м, DB, dt — внутренний
диметр кольца и диаметр отверстия под шпильку м, Ьк — ширина
(ольц», м
Напряжения в контактных кольцах, напрессованных на втулку,
щлжны быть рассчитаны с учетом натяга при прессовой посадке по
(1197) Допускаемые напряжения не должны превышать 150 МПа для
ральны! колец и 75 МПа для латунных
11 10. ТОКОСЪЕМНЫЙ АППАРАТ
Токосъемный аппарат предназначенным для съема тока с коллекто-
1вли с контактных колец, состоит из щеток щеткодержателей, щеточ-
•а пальцев и траверсы На рис 11-62 показаны некоторые из возмож-
на конструкций щеткодержателей
Щетки для электрических машин прессуют из угольных и графитных
юрошков Электрические свойства щеток и стандартизованные их раз
меры приведены в приложении 5 Для отвода тока в щетки заделыва
•гея гибкие плетеные канатики 4, которые вторыми своими концами
средством припаянных к ним наконечников присоединяют к непо
кжной части щеткодержателя Щетки 2 устанавливают в обойму щет
держателя 1. Щеткодержатели выполняют из натунн литыми или штам-
йнными Для того чтобы осуществить плотный контакт с коллекто-
1 или контактными кольцами, на щетки с помощью пружины Jocyiuc-
ляется которое вьЛврается равным 0,02 0,04 МПа Шетко-
Рис. 11.62 Щеткодержатели машин постоянного тока
а - радиальный б реактивный
301
1 щепе». 2 - щеткодержатель, 3 фарфоровые нахонеших. 4 чрт^
5 - рычи-, а - нажимвая пружки* 7 - корпус щеткодержателя
Рис. 11.64. Триера
держатели укрепляют на щеточных пальцах с помощью колодок 5 На
щеточном пальце обычно размещают несколько щеткодержателей
Наиболее j а*ф>.г, «немым видом щеткодержателей являются ради-
альные (рис 11.62, д), у них направление щетки совпадает с продолже-
нием радиуса коллектора Такие щеткодержатели применяют для ревер
енвных машин, так как условия работы щеток не зависят от направле-
ния вращения На рис 11.63 показана еще одна конструкция радиаль-
ного щеткодержателя
Для машин одностороннего вращения чаше находят применение ре-
активные щеткодержатели (см рис. 11.62, б). достоинство которых
заключается в том, что при определенном нажиме и угле наклона гая*1
не упирается в обойму н скользит в ней без трения
В машинах постоянного тока щеточные пальцы крепят к триер0*
являющейся несущей конструкцией всего узла токосъема. Травер3
должна иметь возможность перемещения по окружности в целях yen
новкм щеток на геометрическую нейтраль ври сборке и наладке мыв
ны На рис 11.64 показана одна из возможных конструкций траверс*
которая применяется для машин относительно небольших мош»*1**
Траверсу закрепляют на специальной заточке гапхкЛпмМОТЯ
стяжными и стопорными болтами
Пяльцы, на которых укрепляют щеткодержатели, вредставляю*
бой (длжхдрм.«не или призматические стержни Второе мсаол’**Т
встречается чаще так как оно проще в производстве и лучше ф*"”
руст положение щеток Призматические пальцы выполняют из rel*"L
са или текстолита либо из полосы стали, опрессованной в месте
нения с траверсой Цилиндрические пальцы изолируют от -Раве^С*\£
кенитовыми втулками и шайбами или ивреилввывяс* пЛ,ст,<Т^ь
Число пальцев в машине обычно равно числу полюсов Щеточные
ЭМ
одинаковой полярности соединяют между собой медными шинами
^0 проводами.
Иг гм дяграигели асинхронных и синхронных машин находятся на
полированной части пальца, металлический конец которого запрессо-
0И иди ввинчен в прилив п т аамигижжо щита
Иногда у машмн постоянного тока применяется также крепление
^точных пальцев >~р« ktwk*i к подаипгав «лыу щиту Такое
^>еплеяне пальцев принято, например, у машин серим 2П с высотой
оси вращения й “355 4-500 ьм
Контрольные вопросы
1 Кис изменяется конструкция ыагахтопроаодоа статоров мыши перс**!-
ваге тока в зависимости от их размеров*
2 Для каков цели жяаяттоя бандажные кольца обмотки статоре*
). Как выполняются станины статоров?
4 Для каков цели проводятся расчеты вам на жесткость и прочисть?
5 В каких случаях применяются шфяковые и роликовые подшипники
6 По каким данным производится выбор по каталогу подшипник па каче-
7 Ках устроены и в каких случаях прямекяются подшипники скольжения*
8 . Ках производится расчет крепления главных и воба>о*аы> полюсов ма-
вжк постоянного тока’
9 Какие существуют способы крепления Полюсов у шихренкых машин и
«каких сиу чаях сшн применяются*
10 . Как выполняются магнитопроводы ротора ащхрояиых машин н для
«ко» цели Проводится их расчет на прочность?
11 Как выполняются магамтоороводы роторов асинхронных машин и м«-
|—в постоянного тока*
12 Каким образом происходит закрепление в пазах обмоток яхоря (ро-
*₽*)?
13 Какие конструкции коллекторов применяются в маавпах постоянного
Ямы
4 В чем заключается мехакнческЛ рвежгт коллекторов*
15 Какие вицы применяются в машинах постоянного тока?
Глава двенадцатая
СИСТЕМЫ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Каждый дань на заводах и НИИ электротехнической проыышленво-
ведется работа но создают новых и мг.аявж выпускаемых
^Хтрических машин От интенсивности работ во создают новой н
*Дернизацни старой продукции зависит экономическое положение
**0дов и НИИ отрасли Однако большинство инжеяеров-электромеха-
**’ 8 ежедневно значительную часть времени тратят на стандартные
"«Четы н корректировку чертежей Системы автоматизированного
Актирования электрических машин (САПР ЭМ) призваны освобо-
303
лить инженеров от рутинной работы, обеспечив Большую творшч^у.
отдачу инженерных кадров.
В первые годы существования САПР ЭМ считали, что они, в оедц.
ном, будут применяться прн проектировании новых электрически,
ьашин Однако практике показала, что САПР ЭМ лишь частично Могут
заменить творческие коллективы ученых и инженеров, разрабатывав,
них новые машины, ври этом САПР ЭМ работают в ннтерактияном у,
жиме Создание банков данных, машинную трафику, пересчет на основе
базовой машины других машин серии САПР ЭМ могут взять на себя
и на этом пути может быть получен значительный экономический эф
фект Растущие объемы выпуска различных мяадвфмп <мй основного
исполнения, наличие мелких серий электрических машии, бесконечкме
пересчеты и мс/Чгсшмисть строжайшей экономии материальных ре-
сурсов оправдывают расходы на САПР ЭМ, хотя каждая ЭВМ требуй
материальных затрат и увеличивает стоимость выпускаемой продув
ции [1, 24]. САПР ЭМ необходимы в современном электромапавв
строении, по они не заменяют творческие коллективы ученых, мнжяи
ров-расчетчиков, конструкторов и технологов САПР ЭМ дополияал
научный потенциал НИИ, заводов отрасли, обеспечивая сокращение
сроков создания новых электрических машин и поднимая их техни-
ческий уровень
САПР ЭМ будет развиваться как открытая система, т е обладав
свойством удобства включения новых расчетных методов и техниче-
ских средств Тесное взаимодействие человека и ЭВМ в процессе ч»
ектировання - основной приншш построения и эксплуатации САПР ЭМ
Монополии человека в творческом начале к врннятин основных ред-
кий ЭВМ не угрожают, г только расширяют возможности проектиров-
щика.
Применение ЭВМ для проведения расчетов по существующим фор-
мулам промсировахия качалось в конце 50-х годов Автоматизм»*
расчетов позволила повысить точность н сократить время расчетов-
К середине 70-х годов отдельные расчеты стали объединяться в ко*®-
лексные системы, сбвспвчмакы!* выполнение работ от приема зака-
за до технического проекта и изготовления опытной партии здектр»
ческих машин
На современном этале формирования САПР ЭМ происходит
стройка процесса проектирования, когда многочисленные и разве-
образные по содержанию этапы проектирования объединяются е®*4
кую систему, в основе которой лежит использование jimiyf*®!
цифровых ЭВМ САПР ЭМ влияют на кв Ояц ямхлъ создана* но»®1
ттематических моделей проектировании, удобных для ЭВМ
Укрупненная структурная схема САПР ЭМ показана на рис
Современные САПР ЭМ - это ортаннмцммяь кымаяМ <***
ма, состоящая из комплекса средств автоматизации
взаимосвязанного с коллективом разработчиков электрических ****
Э04
Рис 121 Укрупнена»» структурно схем» САПР
шин (пользователем системы) [28] САПР ЭМ изменяют не только
процесс проектирования но и облик конструкторского н технологиче-
ского отделов Изменяются рабочее место конструктора, помещение
для хранения чертежно-конструкторской документации растет пре-
стижность инженера-конструктора Непосредственная связь ЭВМ со
станками и отдельными производственными участками - будущее
1те«ц- те"*>*-< заводов
Комплекс средств САПР ЭМ, как и комплекс других САПР, состо-
ит из совокупности следующих подсистем и компонентов методов
томатизироваяного фсмгпфоамяве электрических машин (мате-
матическое обеспечение) технических средств для приема, обработ-
ки хранения и передачи информации (техническое обеспечение)
программ, реализующих как проектные процедуры, так и операции
по управлению процессом проектирования и техническими средства-
ми (программное обеспечение), информационной базы системы
(информационное обеспечение), языков дли представления объек-
та проектирования, для общения пользователя с системой и для
itpoграммировамия (лингвистическое обеспечение), документации,
отражающей состав и функционирование средств автоматизирован-
ного проектирования (методическое обеспечение), организационной
схемы процесса проектирования (организационное обеспечение)
Математическое обеспечение включает совокупность математиче-
ских моделей и алгоритмов проектирования, представленных и задан-
ной форме
Техническим обеспечением является совокупность взаимосвязан-
ных технических средств Это ЭВМ, аппаратура сопряжения с линиями
лязи, средства отображения и документирования информации, аппа-
ратура взаимодействия проектировщика с ЭВМ н САПР в целом, спе-
циальные устройства связи с ф.«яшмст«гчаь ми объектами и др
(рис 122)
Программное обеспечение подразделяется на системное, проблемное
и сервисное
305
Рис >2-2- Структура комплекса техмтне-
ских средств САПР
УВВ - устройство ввода м вывода
шформаша ВЗУ внешние мломшшо-
ИЖс устройства УС - устройство сопря-
июни ГД - Графический дисплей
ГП - графопостроитель, УВГЦ - устрой-
ство ввода графической информации
Системное программное обеспечение предназначено для организации
работы комплекса средств САПР (включая операционную систему)
Проблемное программное обеспечение ориентировано на выполнение
определенных проектных процедур (такие программы оформляются
обычно в виде пакетов прикладных программ) Сервисное обеспечение
осуществляет общение пользователи с системой редактирование и
преобразование формы представления информации
Информационное обеспечение совокупность представленных в
определенной форме денных К ним относятся массивы справочно-
нормативной и технологической информации, словари системы, отобра-
жающие понятийный состав языков, описания заданий и языков управ-
ления системы массивы информации об объекте приектнрования.
При этом должна применяться единая система классификации и коди-
рования технико-экономической информации, унифицированная снеге-
м документации и массивов денных об объекте проектирования
Под лингвистическим обеспечением понимается совокупность язы-
ков проектирования, включая термины и определения правила фор-
мализации естественного языка предметной области проектирования
и методы сжатии и развертывания текстов В настоящее время сложи-
лись три группы языков языки программирования, языки описаний
объекта проектирования и языки управления проектированием
К методическому обеспечению относят документы, в которых отра-
жены состав, правила отбора и эксплуатации средств автоматизации
проектирования
В организационное обеспечение входят документы, устанавливающие
перечень участвующих в ц. ► к, «вами фвиежь, их фуНКП**
и связи между ними, а также устанавливающие форму представлении
результатов проектирования и порядок рассмотрения проектных до*У'
ментов.
Разработка САПР ЭМ в полном объема занимает продолжительно*
время, поэтому целесообразно вводить в эксплуатацию части системы
по мере их готовности Введенный в аксплуатацию базовый вари*87
системы в дальнейшем расширяется. Постоянный прогресс электро***"
^построения вычислительной техники и вычислительном математики
ррнводят к появлению новых более совершенных математических
удалей и программ, которые должны заменять старые, менее удач-
ные аналоги
Эффективность работы САПР ЭМ существенно зависит от структуры
я организации комплекса технических средств (рис 12 2) Для обес-
печения эффективности автоматизтромнного проектирования преду
(Матрквается возможность использования проектировщиком различ-
ных режимов работы ЭВМ Такими режимами являются пакетная обра-
ботка, режим разделения времени, режим реального масштаба вре-
мени
i Прн пакетной обработке решение задач ведется по жестким алгорит-
мам автоматически, без вмешательства проектировщика Прн этом опе-
ратором ЭВМ формируются такие пакеты задач, которые обеспечивают
с .'.1Т0ЧИО полное использование ресурсов ЭВМ
В режиме разделения времени с ЭВМ одновременно взаимодействуют
J несколько пользователей (каждый со своего терминала), занятых от-
ладкой программ, вводом данных формированием или корректнров-
I кой модели объекта проектирования и т д. При этом ЭВМ по очереди
представляет каждому пользователю необходимые ресурсы, так что
создается иллюзия монопольного владения машиной
В режиме реального масштаба времени ЭВМ управляет технологже-
ским оборудованием, специальными устройствами ввода и документи-
рованием графической информации, обеспечивает оперативный диалог
проектировщика с ЭВМ, что важно при решении не полностью форма-
лизованных проектных задач.
САПР ЭМ строится на базе больших и малых ЭВМ но иерархическо-
му принципу В состав комплекса технических средств входят централь-
ный вычислительный комплекс, средства взаимодействия проектируя
шика с системой средства документирования, средства передачи дан-
ных
Ядром технических средств САПР ЭМ являются ЭВМ Наибольшее
- .. poctXHcwMe в СССР имеют ЭВМ Единой системы (ЕС ЭВМ), разра-
ботанные по программе "Ряд-2” Разрабатываются ЭВМ по программе
’Ряд-3”, многопроцессорные вычислительные комплексы ’’Эльбрус-1”
н ‘'Эльбрус-2” имеющие производительность от 1,5 до 10 млн оп./с
для системы ”Эльбрус-1” и от 10-15 до 100 млн оп./с для системы
"Эльбрус-2”
Важной особенностью ЭВМ является наличие развитых программных
и аппаратных средств диагностики и восстановления. Последние позво-
ляют продолжать или восстанавливать вычислительный процесс при
возникновении сбоя
В САПР широко используются мини-ЭВМ для построения мощных
многоцелевых интеллектуальных терминалов проектировщиков, а
также в качестве базовой ЭВМ комплекса технических средств не-
И7
больших САПР и сметем графического взаимодействия Данный кд^
машин представлен системой мини-ЭВМ СМ ЭВМ
МикроЭВМ в САПР используются для внешнего управления устрой
ствамм отображении, ввода и вывода графической информации В по-
следнее время стали разрабатываться и применяться в САПР термин
лы предназначенные для решения группы однородных задач Нивд,
жар, задач документирования или задач ввода и редактирования трафя,
ческой информации, в которых в качестве управляющей ЭВМ пост»,
точно использовать микроЭВМ
В качестве встроенных блоков управления устройствами комплекса
технических средств САПР (графическим дисплеем, т,>*>списчв^мр
Лем, устройством ввода графической информации и др ) используются
микропроцессоры
Для обеспечения пакетного режима работы ЭВМ достаточно иметь
следующий набор периферийных устройств устройства подготовки
данных, устройства ввода-вывода с перфокарт и перфолент, алфавит-
но-цифровое печатающее устройство (АЦПУ) для вывода результа-
тов Диалоговый режим реализуется, если в составе технических
средств имеются специальные устройства для обеспечения диалога че-
ловека с ЭВМ Прежде всего к ним относятся дисплеи. Различают дис-
плеи алфавитно-цифровые и графические Если в диалоговом режиме
обмен информацией осуществляется только короткими фразами,
вместо дисплея можно применять пультовую пишущую машинку ти-
па ’’Консул-260” Для получения чертежей в требуемой форме исполь-
зуются устройства вывода графической информации - чертежные ав-
томаты, а также устройства ввода сложных графических построений
в ЭВМ и устройства кодирования графической информации. В качестве
внешних устройств ЕС ЭВМ выпускаются следующие чертежные авто-
маты
f рв>жостр«апваь ЕС-7051 планшетного типа с рабочим полем
1000 х 1050 мм Максимальная скорость вычерчивания 50 мм/с. Устрой-
ство осуществляет прием графических данных через буферную памя»
и выполняет линейную и круговую интерполяцию, имеет три пишущих
элемента
Графопостроитель ЕС 7052 барабанного типа с рабочим полем 390 *
X 600 мм Максимальная скорость вычерчивания 200 м/с. Устройство
не имеет буферной памяти и выполняет только линейную интерполяцию,
снабжено тремя пишущими элементами
Графопостроитель ЕС-7053 барабанного типа с работам полем 841 х
X 1.600 мм Максимальная скорость вычерчивания 150 мм/с Устройство
осуществляет прием графических данных в буферную намять и выпол-
няет линейную и круговую интерполяцию, имеет три пишущих эле-
мента
Графопостроитель ЕС 7054 планшетного типа с рабочим полем 1600 X
X 1200 мм (модель )612) или 1000 х 800 мм (модель 1008) Макси-
скорости
« уч-»""» ч»п»-м« тй-
КИХК0Ш1Ш- » фу™"»°-
Дитлей емвжев ‘ к -НЫХ команд.
-вой иивитурой^„^-^ГЗ^форм.шст между вуфч»»"
&пеЧКВХКШКХ ЯЧ'™’ курсор»” ддя редактирования
1.М.П.Ю ЭВМ средств. ,Е,щ. ° коорщшвти W
- *yra“
юлхнойктввхтурыит I. цвкетный в диалоговой
«»“пл“с ^ру“°““"С,7*рмГ
I р,бо,его
ист,конструктор.-»”'"'^ '" «стропе™ мили-ЭВМ. тр.фо-
В состав АРМ-М «О текстовый
..строитель планшетно ' Гк)рмации, накопитель на мег-
истей. кошфовшак П»ф1««к „„„ фотосчитывамшее
итни» дисках. накошточ.на « устрой-
.йство с перфоленты, устройство петяа10шес устройство.
™ “"-эвм с "
ЛРМММ удобно «
терминала. Наличие в „иже разгружала центральный "Р0"
“ -отУ в автономном Р?™^йст^^Позножж псоадштьмно-
Всоставе «Л -
k„Xo“^z^™
Мкектов. ™_™оити электрических машин сочетает
Большинство задач проектнрованн тек и процедур
в себе необходимости »"»™“MUC ич,,га времен. конструкторе
графического Х’Р* ^ _ ноиицягшвльное решение, четко вырисо-
ываемое в его воображении
зов
образ на бумагу с соблюдением всех приих машиностроитель!,^
черчения Предполагается что в будущем роль чертежей в Процессе
проектирования и производства содержание и форма конструкторски
документации должны претерпеть существенные изменения Рсзуд^
том применения САПР ЭМ все в большей мере будут программы упре*.
ления технологическим оборудованием представленные на машннздд
носителях Однако в настоящее время и в ближайшем будущем роль
чертежей и других графических документов в процессе подготовка
производства электрических машин остается важной
В основе программного обеспечения лежит модульный принц»
Преимущества модульного программирования заключаются в том.
что составление программы сводится к синтезу ее из модулей, пря-
чем последние можно считать элементами проблемно-ориентироеая-
ного языка Модули имеют тенденцию к унификации, Г е один модуль
может использоваться для нескольких программ и они могут форми-
роваться и отлаживаться независимо друг от друга разными программа-
стами в разных системах программирования. Отладка программ упро-
щается тем что в момент объединения модулей каждый из них уже
отлажен Благодаря модульной структуре программа может быть легко
изменена путем создания новых модулей, или преобразования некото-
рых из уже имеющихся, или перестановки модулей опрецелякстт
процесс обработки данных.
Модульная структура программ облегчает организацию работы боль-
ших коллективов программистов и эксплуатацию программ
Общее (системное) программное обеспечение в САПР представлял
собой операционную систему (ОС) (рис. 12 3)
Среди языков программирования САПР ЭМ различают машинные,
проблемно-ориентированные и машинно-ориентированные. Языка
АЛГОЛ-60, ФОРТРАН. ПЛ-1 ориентированы на описание инженерных
и научных задач т е задач, при решении которых преобладают операция
численного анализа Машинно-ориентированные языки отражают струк-
туру ЭВМ особенности ее системы команд и занимают промежуточны
положение между машинным языком и ц»ов.мшмм>расшя|*«ааМ^В
языками
К отдельной группе языков программирования относятся языка
обработки списков (ПАСКАЛЬ) Языки обработки списков эффектна
ны при решении вычислительных задач
| Олвтяаявя» тг/ягяе |
плотят 1 | [ *
I'aferl h ~ 4
Рве. 12 3. Структуре общего программного обеспвчвиих САПР
310
Дня общения пользователя САПР ЭМ с ЭВМ используются диалого-
вые языки
В одних случаях применяются диалоговые системы, созданные в ви
jg разговорных языков относительно общего применения (АПЛ,
БЭЙСИК и др.) в других - в виде узкоспециализированных систем,
имеющих резко выраженную проблемную ориентацию БЕЙСИК ввля
ется основным языком программирования миллионов персональных
ЭВМ появившихся в последнее время Изучив БЭЙСИК пользователь
может сразу приступить к его применению для решения своих задач.
Кроме того, по языку БЭЙСИК имеется большое количество програм-
мной информации Используются также ограниченные языки обще-
ния, которые получены путем добавления к пакетным языкам про
граммирования ФОРТРАН, АЛГОЛ и др соответствующих средств ве-
дения диалога
Языки программирования геометрических объектов (графические
языки) развиваются в двух направлениях Первое более распростри
ценное направление заключается в создании иа одном из процедурных
языков программирования набора графических подпрограмм Сово-
купность обращений к зтим подпрограммам условно квалифицируется
как графический язык являющийся расширением исходного языка
геометрическими переменными и операциями Такой подход удобен
тем что его применение не сопряжено с изменением синтаксиса исход
ного языка, при этом легко сочетаются действия над графическими
изображениями и решения вычислительных задач. К недостаткам ме-
тода относится некоторое усложнение операторов вызова графических
подпрограмм Второе направление характеризуется созданием снеди
; льных графических языков, предусматривающих Естественно® описа-
ние графических изображений и действий, производимых над элемен-
тами изображения Программа на графическом языке преобразуется
транслятором в систему команд на одном из универсальных языков,
а затем в систему команд ЭВМ Такая схема позволяет включать
программы, написанные на графическом языке, в программы состав-
ленные на универсальном языке Недостатком является увеличение
времени трансляции
Большинство прикладных графических систем реализовано не одном
из графических пакетов, ориентированных на различные типы техниче-
ского обеспечения ГП-ЕС ЭВМ, ГРАФОР, PAD-ЕС, СМОГ, АЛГРАФ,
ГРАФИКА и др для ЕС ЭВМ и БПО МГ АРМС, ДИФОР ОС ГРАФ
ГРИФ и др для СМ ЭВМ В целях унификации программного обеспече-
«мя в настоящее время приняты стандарты на базовое программное
обеспечение машинной графики СОЕ, разработанный в Ассоциации
нэ вычислительной технике (США), и GKS, разработанный институтом
стандартов ФРГ (DIN), принятый в качестве международного стан-
дарта В стандарте CKS создан ряд отечественных графических паке-
тов ГРАФ — СМ/ГКС ГКС - МЭИ, DISCORE,, функционирующих в
составе комплексов АРМ не ЭВМ тина СМ и позволяющих создавав
интерактивные прикладные графические системы для обработки чеп.
тежей
Информация о геометрии детали может был получена раздичик^ц
способами в зависимости от организации геометрических данных в
подсистеме машинной графики САПР ЭМ Существуют два способа
хранения геометрических данных ориентация на изделие (трехмерная
модель) ориентация на чертеж (двухмерная модель) В случае ориента-
ции системы на изделие необходимо иметь программы геометрического
процессора системы осуществляющие преобразование данных трехмер-
ной модели объекта в двухмерные отображения в виде стандартны*
проекций, сечений, разрезов Когда в системе принята ориентация гш
чертеж то данные об объекте проектирования хранятся в таком виде,
который требуется для получения конструкторского документа Еслх
проектируются машины, имеющие аналоги или состоящие нз типовых
унифицированных элементов, целесообразно строить систему ориенти-
рованную на чертеж Если же проектируются изделия, ис имеющие ана-
логов или слабо поддающиеся унификации, желательно использовать
принцип ориентации на изделие
Массовому пользователю в настоящее время доступны пакеты при-
кладных программ систем геометрического моделирования в простран
стае, функционирующие на ЕС ЭВМ ФАЛ КФ SPACE в системе
СМОГ-85, СПИЧ позволяющие разрабатывать системы моделирования
на языке ФОРТРАН Недостатком использования этих пакетов является
сложность организации графического диалога Они могут использовать-
сл в рамках САПР для решения геометрических задач, не требующих
активного графического диалога с использованием для ввода данных
•яфамтю-щЦррлвого дисплея, а для вывода графопостроителя
Обеспечение эффективного интерактивного взаимодействия ври
автоматизированном конструирования может быть достигнуто при
использовании трехмерных систем геометрического моделирования
совместно с двухмерными пакетами
Информационное обеспечение САПР включает в себя информацион-
ный язык справочно-и.<-10м*а», -оыи фонд, систему кодирования,
терминальный словарь (тезаурус) средства управления базой данных
(СУБД) Наиболее передовой формой организации средств управления
являются банки данных Существуют четыре уровня описания инфор-
мационного процесса в САПР информационная модель данных (НМД)
модель доступа к данным, модель внутреннего кодирования информа-
ции, модель физической организации памяти
Два первых уровня определяют интерфейс проектировщика с САПР
и функциональные возможности информационного обеспечения САПР
На СУБД возлагается организация и поддержание данных САПР
соответствии с НМД обеспечение интерфейса между модулями про-
граммного обеспечения и данными ыаитизк-4 базы, поиск ДО-
312
{ЫХ в ее» «а>>чм>-мвф«9«ацнонном фонде, защита данных от несанкцио-
нированного доступа и разрушений, обеспечение доступа как к самим
данным, так и к их описаниям непосредственно на уровне НМД. осуще-
ствление сбора статистики по использованию и доступу к единицам
^формации.
0 последние десятилетия новые поколения ЭВМ создавались пример-
но с такой же периодичностью, что и единые серии электрических ма-
шин общего назначения Пока создавался данный учебник сменилось
три поколения ЭВМ, поэтому читателю надо быть готовым к новым
техническим средствам САПР Однако принципиально они будут по-
хожи на описанные в этой книге
Персональные ЭВМ революционизируют процесс проектирования
Они возьмут на себя не менее 30-40% рабочего времени инженера и
позволит повысить качество проектирования ври меньших затратах
времени
Средства автоматизации проектирования непрерывно совершен-
ствуются, обеспечивая прн хозрасчете применение САПР ЭМ и отдельных
ее подсистем на всех электромашиностроительных заводах
Наибольшие достижения в создании САПР ЭМ достигнуты при созда-
нии САПР асинхронных двигателей (САПР АД),
Система позволяет определять оптимальные размеры активной части
машины, удовлетворяющие техническим и технологическим требова-
ниям, выдавать отдельные чертежи конструкции (общий вид, узлы и
детали) на графопостроитель, корректировать конструкторско-техпо-
лэглческую документацию в процессе разработки и серийного пронз-
водства с минимальным использованием ручных работ С помощью
подсистемы оптимизационного расчетного проектирования, исходя нз
технического задания и критериев оценки технико-экономических
показателей разрабатываемых двигателей, осуществляется определение
оптимальных электромагнитных характеристик и геометрических раз-
меров активной части машины Подсистема расчетного проектирования
используется также при разработке многочисленных модификаций двн
гателей [1. 24]
При расчете двигателя используются 100 исходных данных Часть
из них предопределена требованиями эксплуатации материалами, ис-
п (ьзуемыми в производства, опытом проектирования предшествую-
щих серий Другая часть исходных данных устанавливается на основа-
нии предварительных исследований К ним относятся выбор класса
нагревостойкостн изоляции степени унификации различных исполне-
ний и пр
Задача оптимального расчетного проектирования является много-
критериальной. В качестве основного критерия врнпимается крите-
рия минимума суммарных затрат учитывающий стоимость изготовле-
ния двигателя и расходы на его эксплуатацию Кроме поиска оптималь-
ных параметров машины но основному критерию осуществляется так-
313
же згамимте.ьмый поиск по минимуму размеров сердечника статгу^
Возможно использование и других критериев максимума полезной
мощности, минимальной стоимости машины, минимума массы в д_
В математической модели асинхронного двигателя предусмотрены
два вида ограничений ограничения, вытекающие из требований стан-
дартов (допустимые значения пускового и максимального моментов
пускового тока, температуры обмотки) и требований надежности
(скорости нарастания температуры в режиме короткого замыкания)
связь лимитеров с конструктивными и технологическими требова-
ниями минимальной шириной зубца, высотой ярма статора и т д.
Узлы и детали всех двигателей, входящих в отрезки серим (группы
смежных высот осей вращения), как правило, имеют геометрически
подобные формы Некоторые детали являются подобными для всех
машин серин Характерна также широкая унификация узлов, деталей,
материалов в пределах одной высоты оси вращения, а по некоторый
элементам н в пределах ряда высот Это позволяет обобщить геомет
рню конструкции, другими словами создать ее математическую мо-
дель. Модель дает возможность во размерам активной части машины
вычислять размеры сборочных единиц и отдельных деталей асинхрон-
ного двигателя
Проектировщик работая с ЭВМ, может производить работу в одном
из следующих режимов генерация математической модели, оптимиза-
ция параметров в автоматическом режиме, оптимизация параметров
в режиме диалога, конструирование в режиме диалога, вывод графиче-
ской информации па граф нюгтревз»иь, корректировка чертежей в
производстве представление по запросам конструкторской и техноло-
гической информации
Структурная схема САПР АД представлена их рис 12 4
САПР ЭМ большой мощности имеют свои особенности связанные
с мелкосерийностью и значительным изменением конструкций ври из-
менении системы охлаждения Для различных гююв машин большой
мощности созданы специализированные программы электроманиТЯЫХ
расчетов в частности для приближенного расчета магнитного ПОЛЯ
турбогенератора, работающего в сложных режимах используется ПОД
робкая схема замещения магнитной цепи При расчете магнитного поя»
машин постоянного тока, где требуется точный учет геометрии магнито-
провода, применяется метод конечных элементов Метол конечных р*3"
гостей с расчетной сеткой в полпрных координатах оказался наибов*
удобным для расчета магнитного поля в активной эоне турбогенера^0"
ра ври внутренних внезапных коротких замыканиях Для расчета тре*
мерного электромагнитного поля в торцевой эоне турбогенератор» с
учетом вихревых токов применяется врямое решение уравнений Макс-
велла с расчетном сеткой в цилиндрической системе координат Д»*
машин с криогенным охлаждением широко используются методы <*"
ределения полей с помощью скалярного магнитного потенциала [?1
314
Рь. 12А. Структурная схем» САПР АЛ
В целях повышения степени использования активных материалов
машин значительно усовершенствованы методики тепловых расчетов,
в первую очередь расчетов нестационарных температурных полей в не
прерывных контурих циркуляции теплоносителей, развиты численные
методы решения пространственных нелинейных задач теплопроводности
с определением полей вектора теплового потока.
Для механических расчетов дисковых якорей машин постоянного
тока создан комплекс программ решения плоской задачи теории упру-
гости пля многосвязанных областей с циклической симметрией и про-
грамм оптимального проектирования осесимметричных упругих тел
с ПОЛОСТЯМИ
Основная часть экономии от внедрения САПР крупных электриче-
ских машин определяется сокращением эксплуатационных издержек
потребителя в результате ускорения ввода машин в эксплуатацию сни-
жением расходов на ликвидацию последствий аварий удлинением меж-
ремонтных периодов
Разрабатываются САПР, предназначенные для микромашин различ-
ных типов [18] Прикладное математическое обеспечение состоит из
Ряда инвариантных и функциональных модулей При решения конкрет-
ной задачи проектирования используется определенный набор модулей
Моделируются беспаэовме неявнополюсные магннтопроводы все виды
«азов и полюсов электрических машин малой мощности При этом
есть возможность исследовать влияние конфигурации элементов на ха-
рактеристики и автоматизировать вычерчивание сложных изображений
31S
га средствах машинной графики Реализуется на ЭВМ модалцювйы.
обмоток как произвольных, так к типовых Прн этом используй*
инвариантный модуль описывающий распределение витков токов^
слоев, числа витков секциях и схему соединения с определенным и?
бором признаков, необходимых для вычерчивания схемы обмотки к,
чертежном автомате, в сочетании с набором сервисных модулей, jrjr*.
образующих привычные способы задания обмоток через словесщ^
понятия в наборы данных для инвариантного модуля
Для проектирования специальных электрических машин создается
САПР СЭМ К специальным электрическим машинам, работающим а
различных автономных электроэнергетических системах предъявлю
млея дополнительные требования но шумем и вибрациям, условия^
охлаждения, массогзбаритным показателям и т п
Структура САПР СЭМ представлена иа рис 12 5
Особенностью САПР СЭМ является введение в систему этапа разра-
ботки конструктивной схемы электроатрегата основным элементом
которой является электрическая машина
Специальные электрические машины предназначены для нсиолмо
гания и электроагрегатах или сами могут формировать электроагрепп
В связи с этим проектирование машины должно производиться комп
лексно с приводным или исполнительным механизмом (турбнш
Вне. 12.5 Структурная схим САПР СЭМ
316
^ектронасос и др ) Это означает, что выбор их основных параметров
(мощности, частоты вращения, массогабарктных показателей, системы
„хлаждеиия нт д.) должен производиться на основании общей оценки.
fjK. в основу выбора конструктивной схемы малошумного электро-
машичного преобразователя положен комплексный подход к объедине-
нию двигателя и генератора в одном корпусе, исключение резонансов
конструкции с основными вибровозмущаюшхми силами, композицион-
ная обработка конструкций уменьшающая влияние производственно-
логических факторов, т е разрабатывается методология обеспе-
чения малошумности конструкции
Алгоритм разработки конструктивной схемы включает в себя взаимо-
зависимый выбор размеров электромагнитного ядра электрической
к-шины на основе технических требований, затем по результатам пред
верительных электромагнитных расчетов определяются размеры ротора.
После чего в диалоговом режиме по выбранным критериям происходит
корректировка размеров ротора Аналогично происходит выбор раз-
меров корпуса по уже по своим критериям, и. наконец, выбор подшил
ииковых узлов
В результате операций создается конструктивная схема электриче-
ской машины Математическая модель конструктивной схемы нс со
держит подробной проработки каждой сборочной единицы по их конфи-
гурации и уточненным размерам а ограничивается лишь упрошенными
формами, наиболее характерными для общего построения хинного ис-
полнения машины
Основу подсистемы оптимального проектирования определяет свод
вая математическая модель состоящая из следующих расчетов злекгро-
магкитноги, размеров конструктивной схемы теплового, механическо-
го, внброакустнческого
Математическая модель электромагнитного расчета включает в себя
расчеты магнитной цени холостого хода номинального и пускового
режимов Тепловой расчет определяет превышения температуры раз-
личных частей машины Матеыхтическая модель расчета внброакустиче-
ских характеристик предусматривает расчет магнитных в подшипнико-
вых шумов и вибраций а также вентиляционного шума. Механический
расчет узла вал-подшипники обеспечивает расчеты вала и выбор под
шинников качения
Одновременно могут варьироваться пе более 15 параметров Эти
раметры для каждого конкретного расчета выбираются из общего
списка варьируемых параметров в число которых могут входить раз-
меры сердечников статора и ротора индукция в воздушном зазоре
]« змеры станин и щитов и т д.
В подсистеме оптимального проектирования предусмотрены при
знаки, указывающие на марки используемых материалов варианты
фрагментов конструкций электрических машин (например фрагменты
317
сборочных единиц, формы частей паза) и in Эти признаки определяют
выбор расчетных формул в математических моделях
В качестве ограничений в подсистеме оптимального проектировав*,
выбираются требования стандартов (допустимые значения кратност*
начального пускового и максимального моментов, превышение тем-
пературы обмоткн статора, долговечность подшипников, запас прочно-
сти вала и т д.) Кроме того, в этой подсистеме предусмотрены о грат,
чения конструкторского и кам «кжичвекпт характера (ширина верх*
и низа зубца статора, высота спинки статора расстояние от лобовой
части обмотки до шита)
Поиск оптимального варианта проводится по нескольким критериям
в режиме диалога конструктора с ЭВМ Эти критерии выбираются из
списка критериев Список критериев включает массу машины момент
инерции ротора, общий уровень звуковой мощности, интегральный
критерий по виброускорениям, КПД и т д.
Подсистема оптимального проектирования позволяет уточнить раз-
меры активной части и параметров машины в первоначально получен*
пой конструктивной схеме и сделать ее основой для разработки общего
вида электрической машины, т е. перейти таким образом к подсистеме
конструирования
Подсистема конструкторского проектирования предусматривает
выпуск чертежей общего вида сбор очных единиц и деталей, а также
текстовой конструкторской документации
Структурная схема подсистемы конструкторского проектирования
приведена на рис 12.6
Разработки общего вида машины ведется на основе конструктивной
схемы с использованием типовых фрагментов сборочных единиц и ин-
терактивной графики. Конструк-
тивная схема является основой,
на которой формируется общий
вид путем добавления отдельных
фрагментов сборочных единиц.
Разработка чертежей сборочных
единиц и деталей проводится на
основе общего вида с использова-
нием типовых фрагментов дет»
лей.
Л»с- 12 6 Структурная схема noW»
епмы конструкторского вроекпф*'
318
В САПР СЭМ Предусматривается разработка обширной библиотеки
фрагментов сборочных единиц и деталей Каждый из фрагментов имеет
с»ою математическую модель Изменяя входные (параметры) моде*
ля, можно получить фрагменты с ава/ди bmibi размерами. Библиоте
на фрагментов сборочных единиц и деталей позволяет конструктору
; ачмтельно повысить производительность труда и сократить сроки раз-
работки чертежей Этот этап работы обеспечивается пакетом графине
рейх подпрограмм функционального уровня и программой, связываю-
тся параметры чертежа конструктивной схемы с координатами ха-
рактерных графических точек, необходимых для функционирования
графических программ
Математическое обеспечение используемых при проектировании
ЭВМ позволяет по-разному построить графические программы выпол
нения узлов и деталей электрической машины
Разработка математической модели сборочных единиц целесообраз-
на только в тех случаях, когда сборочная единица для ряда машин яв
лается универсальной, г е находит применение при разработке типов
электрических машин К таким сборочным единицам относятся актив
ные части электрической машины статор обмотанный и необмотанный
нашим переменного тока короткозамкнутый ротор асинхронного
двигателям т д-
В процессе создания САПР СЭМ разработаны математическое модели
чертежей активной части машин переменного тока Исходными данными
для выпуска чертежей активной части являются результаты электро-
магнитного расчета.
Программы черчения фрагментов сборочных единиц и деталей стро-
ятся с использованием интерактивной графической системы Для про-
граммирования фрагмента необходимо задать положение базовой
системы координат сборочной единицы или детали, а также описать
элементы чертежа фрагмента Чертеж фрагмента детали задается в базо-
вой системе координат т е относительно такой системы координат,
которая определяет положение детали относительно других деталей
[гри ее работе в электрической машине При составлении сборочного
чертежа сопрягаются системы координат деталей друг с прутом За оси
координат принимаются осевые линии отверстий и валов, осн симмет
рии и т п. Например, одна ось координат подшипникового шита Прохо
дит вдоль оси ирашения машины, а другая по воверхности замка, так
как поверхность замка служит измерительной и сборочной базой под
-потникового щита
Для описания чертежа фрагмента используются чертежные прими-
тивы — прямые линии, точки дуги Кроме того при программирования
Фрагментов широко используются команды аффинною преобразова-
ния которые позволяют переместить какой-либо фрагмент повернуть
его на некоторый угол изобразить его в увеличенном или уменьшенном
Масштабе построить новый элемент симметричный данному
319
В состав подсистемы технологической подготовки производства
электрических машин должны входить следующие пакеты прт-к-идчь.»
программ (ППП)
обеспечения технологичности конструкции позволяющие анализе,
ровать технологические возможности производства.
проектирования технологических процессов изготовления машины
и подготовки управляющих программ для оборудования с ЧПУ токар.
ных, фрезерных и злектроэрозионных станков,
конструирование средств технологического оснащения для производ-
ства специального мерительного (скобы, пробки штихмассы) и ре-
жушего (сверла фрезы) инструмента а также вырубных и гибочных
штампов
Пакеты прикладных программ (ППП) технологической подготовв
производства должны обеспечивать
ввод исходных данных непосредственно с конструкторских и тех-
нических документов
визуальный но возможности графический контроль исходных дан-
ных,
корректировку исходных данных и справочной информации в ре-
жиме диалога.
автоматический вывод на графические устройства чертежей техноло-
гической оснастки
проведение необходимых конструкторских и технологических ра-
счетов
Математические модели технологической подготовки производств»
должны разрабатываться на единой методологической основе с макси-
мальным использованием унифицированных типовых и стандартных
решений с учетом принципа единства информационного и лингвистиче-
ского обеспечении
Математические модели технологической подготовки производства
должны включать формализованное описание
конструкторской и технологической документации,
типовых технологических процессов,
средств технологической оснастки и технологического оборуяр-
вания.
нормативно-справочных материалов
В настоящее время имеются десятки САПР ЭМ, которые, к сожале-
нию ие связаны между собой Одной из важных проблем является Я*
координация Существующее положение можно считать первым этапом
создания САПР ЭМ В последующем отдельные САПР ЭМ будут объеди-
няться в единую общесоюзную систему с общим банком данных. Этот
процесс, по-видимому займет пе один десяток лет
Проектирование и конструирование электрических машин перс**
вают революционные изменения, и будущие книги по проектировали®
320
электрических машин должны будут воплотить все успехи в электро-
гзшиностроенни и новейшие достижения в вычислительной технике
1'4
Контрольные вопросы
1 Кик Вы представляете САПР влсктрочесхмх машми в иастоящи время И в
булушем4
2 Что входит в комплекс средств САПР ЭК’
3 . Каюк вычислительные средства могут входить в САПР ЭМТ
4 . Как выглхажт современное равочее место конструктора?
5 . Как Вы понимаете критерия минимума суммарных затрат? Какие еш могут
быть критерии оптимизации?
6 - Архитектура САПР спецкаланых зтастртнеских Minni
7 Математические модели электромагнитных расчетов и конструктивного вы-
- отменил зоектрнческкх машин.
Приложение 1
КРИВЫЕ НАМАГНИЧИВАНИЯ СТАЛЕЙ
В связи с некоторым расхождением магнитных характеристик элект-
ротехнических сталей одинаковых Мфок, выпускаемых различными
редпрмятнжмя в твбл П1.1-П1 17 приводятся усредненные цифры,
оторые могут быть использованы при учебном проектировании. Для
расчетов двигателей дня производственных целей рекомендуется поль-
оваться уточненными кривыми тмагничмванм конкретной стали,
.вторую предполагается применить для проектируемого двигателя
Э21
Э1>НКлпмВ0в и 1*. (Кх.2)
OOOZ6E ООО 8 К ООО 6ft 000 6SI 009 08 оо1 к 001 £1 0984 0HS 0Z6Z 00(1 989 SZ» m 1 IZ Z9l 0(1 £01 68 9£ 99 SS 000 6ЙС ООО ок ООО KZ ооо ist 00ZU 000 6Z OOZ9I 0И6 OZCS OIZZ ООП IS9 £0» 8ZZ (0Z 8(1 £ZI (01 £8 S£ (9 »S ООО И£ ооо гос ооо err ООО ж OOZ99 OOZZZ ООЕ (I 0(88 OIOS 01Я 0111 0Z9 06С 69Z 661 HI HI £01 98 »z 89 ZS ооо (К ООО HZ OOOSIZ 000 9(1 00£6S 009 St ООС И ОКЗ 01£» OZEZ 0(01 06C »££ 091 HI OSI ZZi 101 и C£ £9 IS ООО CH 000 591 000 98Z ООО tor 000 8Z1 00££S 001 »Z OOZE! 0(61 0ZH 0»!Z 096 Z9S 6(C ist 681 £»l 611 66 £8 Z£ 19 OS ООО ZE» ООО 8(E oooetz 000 661 OOOOZ1 OOC 8» 00Z ZZ 000(1 00$£ он» 0Z6I 006 CCS CH I»Z Hl Hl £11 £6 18 09 6» 000 6Z» OOOOSE OOOOEZ 000 161 OOOZI1 00£ £» 00» IZ OOE Zl 060Z 0£8£ 0181 0(8 OIS ZEE ZCt 6ZI l»l (11 96 08 0£ 6S 8» ООО IZ» OOOZH ООО 191 000 (81 000 101 00£ 6E oozoz 009 ll 00£9 019E 0991 ooa £8» OZC OCZ HI 8(1 CU H 6£ 69 8S C9 000(1» ООО KE ООО HZ OOOSZI 00196 OOC 9£ 00161 ООО II MC9 0£C£ 0(S1 09£ £9» 60S (Ct Oil (Cl lit Z6 и 89 £S (8 000(0» 000 9ZE ООО 9»Z ООО £91 OOC 88 OOS EE 00181 001 01 086$ 0»l( Ol»l ZZI Н» 86Z Zlt 991 ££1 601 06 и L9 9S ►t n VI It г 64 91 £’l Cl VI C 1 n n 60 во £0 94) SO 9-0 E'O ro
— N/V'H “L8
60'0 W*O £0'0 90’0 $0’0 ►0'0 £00 ZO’O 10*0 0
000 9» 000 8H ООО OH ОООСЕ» ooo»z» 000 91» 000 80» 00000» OOOZ6E OOOVK rt
008 9LZ ООО WE 00009E OOOZSE 000»H 0009EE ООО ST C ООО OZC ООО Z IE 003 WE »T
000 96Z 000 88Z оооовг ooorzz ООО HZ 000 9(1 ООО 8»Z OOOOIt OOOZEZ oooszz it
O0O9IZ oooeor OOOOOZ OOOZ61 ОООИ1 000 9Z1 ООО 891 000 091 OOOZSl ООО HI vz
000 9(1 000 8ZI OOOOZI ooozii ООО >01 000 96 008 88 000 08 OOS Z£ OOS (9 It
OOS 6$ OOS »s 00(6» OOS $» ООО г» ООО 61 00S9E OOC H OOS ZE ООО IE
009 6Z 0OZ8Z 008 91 009 £Z 009 »Z 009 CZ 009 ZZ 009 IZ 009 03 OOZ 61 6 1
008 81 008 81 ooczi 009 91 006 £1 OOZSI 009»! OOZ »1 00» EI 008ZI 8*1
OOZZl 009 II 001 11 00901 001 01 0C96 0Z06 M98 00Z8 08ZZ i 1
OKI 0969 0099 0CZ9 от OC£S ozzs 016» 0Е9» OZE» 9’1
0Т1» 088E 099E 09H оегс OIK 0C6Z 06ZZ OHZ oosz S4
OKZ 09И 8CIZ osoz 0S61 0981 08£l out 0H1 08(1 »’l
MSI OT»l OC»l OKI OHt OOCI 09ZI 0ZZ1 0811 out £1
0011 OZOI OHO 0101 916 9H 816 168 99S EH FI
IZ8 ora 6ZZ 6S8 6t£ 0Z£ IOZ Z89 ►99 £H 1’1
IE9 (19 009 (IS OIS (SS IK as »!( Z8S
16» 08» 69» К» £H ££» £Z» £1» £0» Z6E 6'0
IM 8« 69t 09l ZSC Ht ZEE OCE ►ZE 8IE ro
ZIC 90C 66Z E6Z LK 18Z 9« l£Z 99Z 19Z £0
9SZ ISZ 9»Z HZ 9CZ l£Z 9ZZ 1ZZ 91Z HZ 94)
ZOZ tor 661 S61 161 £81 C81 6Z1 S£1 IZI S4>
£91 Hl 191 SSI (St ZS1 6»1 9»1 C»1 0»I ►o
"/V‘«
60*0 800 ZOTO 90’0 SO’O >0*0 £0'0 zo*o wo 0
(гажиоАммпмгМэ -одмгэ) Ц£1 *1111 *IIZI aodm «ш пммытшмкимс mouqr Г IU^,rV4
ТабмннШ 3 Лмсто*аяижс7)ямжмста»м^ох 1511, IS 12, IS 13 (
0 0,01 0,02 0,03 ft 04 0Л5 0.06 0,07 0.08 Q.M
H Л/М
0,4 96 91 98 99 100 102 104 106 108 111
0,5 114 117 120 123 126 129 132 134 140 144
0,6 140 152 156 160 164 168 172 177 182 187
0,1 192 197 202 204 214 220 226 233 240 247
08 254 261 268 275 282 289 296 303 310 317
0.9 315 333 341 349 351 347 376 385 394 404
414 424 435 446 458 470 483 496 510 524
.1 538 553 569 586 623 643 664 MS 707
,2 730 754 780 810 SW© 870 900 940 980 1030
3 1000 1140 1100 1270 1340 1410 1490 1590 1600 1720
.4 1940 2060 2200 2340 2500 2700 2920 3140 3370 S400
.5 3850 40-40 4290 4520 4760 5000 5300 5650 6000 6330
J6 6700 7100 7600 8100 8650 9300 10 000 10700 11400 12 200
,7 13000 14 000 15 000 16 000 17000 18 000 19000 20 000 21090 22090
.8 23 000 24 000 25 000 26 000 27 000 28 000 29000 30 000 31200 32 500
.9 34 000 35 500 37 000 38 500 40 500 42 500 45 000 51000 57 000 63000
70000 77 000 84 500 92 000 100 000 108000 116 000 124000 138 000 140000
2.1 148 000 156 000 164 000 172 000 180000 188 000 196 000 204 000 212000 220 000
U П । 228 000 236 000 244 000 152 000 260 000 268 000 276 000 284000 292 000 300 000
ста» (жж»ЖИ«) и?п 3413
0 02)1 0.02 0,03 004 0.04 0Д6 0,07 wx 0.OT
ВТл W. A/M
0.6 ft? 0,8 0.9 1 1 1 1,2 13 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1 110 130 152 182 213 243 275 320 390 520 000 1500 3825 13 112 132 155 185 216 246 279 326 402 544 840 1542 4200 85 114 134 158 188 219 249 283 332 414 566 890 1700 4600 87 116 136 161 192 222 232 287 338 426 588 940 1922 5200 89 111 138 164 195 225 235 291 344 438 610 990 2144 5000 91 120 140 167 191 228 268 295 350 450 632 1040 2366 7000 93 122 141 170 201 231 261 300 358 464 663 1132 25M 8200 95 124 144 173 204 234 264 303 366 470 698 1224 2820 94 00 91 126 146 176 207 237 267 310 374 492 732 1316 3090 10980 99 128 149 179 210 240 271 315 312 506 766 1404 3450 13400
2 16000 20000 25 000 30000 >
S!
Телице П1.5. Оак
2013)
0 0Д31 0,02 0,03 0,04 0.05 0,06 0,07 0,08 0,09
H,Ajn
0,4 $6 36 57 38 59 60 60 61 61 62
as *з 63 64 63 66 67 67 « 68 69
0,6 70 70 71 72 73 74 74 75 76 77
0,7 78 79 80 81 82 83 84 83 86 87
ОЛ 88 89 90 91 92 93 94 93 96 97
0,9 99 100 101 102 103 104 105 186 107 108
1 110 111 113 114 113 117 118 120 121 123
1 1 123 126 127 128 129 132 133 134 136 138
1,2 141 146 152 138 164 170 176 182 188 194
1,3 200 210 220 230 240 230 260 270 280 290
1Л 300 320 330 380 410 430 460 500 340 580
1.5 620 670 780 890 1000 1138 1240 1350 1460 1580
1.6 1700 I860 2020 2180 2340 2500 2700 2800 3000 3200
1.7 3400 3700 4000 4300 4700 5000 5400 3000 6200 6600
1Л 7000 7500 8000 8500 9200 10 000 10 600 11 200 11 000 12 400
1.9 13 000 13 600 14 200 14 000 15600 16 500 17 300 18 100 18 900 19 000
2 20 700 22 600 24 400 26 300 28 100 38 000 36 000 42 000 48000 54 000
2,1 60000 67 000 74 000 81 000 88 000 95 000 102 000 109 000 116000 123000
2,2 138 000 138 000 146 000 154 000 162 000 170000 178 000 186000 194 000 202 000
2,3 210 000 21BOOO 226 000 234 000 242 000 250000 238 000 266 000 274 000 282000
2.4 290 000 298 000 306 000 314 000 322 000 330 000 338 000 246 000 354 000 362000
мпшшпя дяя фм> кажхрошшх 0>«YTU •8 (m* 2013}
0 0,01 0Л2 о,оэ ao4 aos 006 007 O.fffl 009
Я-Тп «. A/м
0,4 e 32 as 64 0.6 80 0.7 100 a8 124 0,9 132 S3 43 81 102 126 135 54 35 36 38 66 61 69 71 83 83 87 89 104 186 108 111 129 132 135 138 US 161 164 168 59 60 61 62 72 74 76 78 91 93 95 97 113 115 118 121 140 143 146 1*9 171 174 177 1B1
1 185 188 191 195 199 203 206 209 213 217
1.1 221 225 229 233 237 241 245 249 253 257
1 2 262 267 272 27? 283 289 295 381 307 313
1 3 320 327 334 341 349 337 365 373 382 391
14 400 410 420 430 440 450 464 478 492 506
1.5 520 16 750 542 788 364 386 608 630 826 864 902 940 654 678 702 726 912 1020 1 070 П10
17 1150 1220 1290 1360 1430 1500 1600 1700 1000 1900
1Л 2000 2160 2320 2490 2650 2810 2960 3110 3270 3420
19 3370 3800 4030 4260 4490 4720 4930 5140 5330 5360
2 3770 6000 6300 6600 7000 7400 7900 8400 9000 9700
s
ТяблынвП! 7 Kjm
ди эубоов асяюфошмх мягателв! (гп» 2013)
0 0,01 0Л2 0.03 0,04 0,05 0,06 0Л7 0,08 0.09
Н.А/м
0.4 124 127 130 133 136 138 141 144 147 150
0,5 154 157 160 164 167 171 174 177 180 184
0,6 188 191 194 198 201 205 208 212 216 220
0,7 223 226 229 233 236 240 243 247 250 253
0,8 256 259 262 265 268 271 274 277 280 283
0.9 286 290 293 297 301 304 308 312 316 320
1 324 329 333 338 342 346 350 355 360 365
1.1 370 375 380 385 391 396 401 406 411 417
1.2 424 430 436 442 448 455 461 467 473 479
1.3 486 495 584 514 524 533 563 574 584 585
1.4 586 591 610 622 634 646 658 670 683 696
1.5 709 722 735 749 763 777 791 80S 820 835
1.6 850 878 906 934 962 990 1020 1050 1000 1110
17 ИЗО 1180 1220 1250 1290 1330 1360 1480 1440 1480
1.8 1320 1570 1620 1670 1720 1770 1830 1890 1950 2010
1.9 2070 2160 2250 2340 2430 2520 2640 2760 2890 3020
2 3150 3320 3500 3680 3860 4040 4260 4480 4700 4920
2.1 5140 5440 5740 6050 6360 6670 7120 7570 8020 8470
2.2 8920 9430 9940 10 460 10 980 11500 12 000 12 600 13 200 13 800
2,3 14 400 15 100 15 000 16 500 17 200 1800 18 000 19 600 20 500 21400
Оааоммя крамя шааагямпаамма (стахя 2212,2214 2312)
0.01 DJJ2 0,03 ОХИ 0.05 0,06 0,07 0.0* О.09
Я, А/м
0.4 68 49
0,5 76 77
0,6 86 87
0.7 96 99
0,8 140 145
W 190 195
1 240 246
1.! 300 310
1.2 400 410
1.3 550 580
1Л 1000 1060
1Д 1600 1750
1.6 3400 3600
1.7 7700 8200
1.8 13400 14 000
1.9 19 480 20000
2 38 000 41000
2.1 65 500 72 500
2.2 144 000 152 000
2.3 224 000 232 000
24 304 000 312 000
70 71
78 79
88 89
103 108
150 155
200 205
252 258
320 330
420 430
610 650
1120 1180
1900 2050
3800 4100
8900 9400
14 600 15 200
21 000 23 700
43 200 45 400
80 000 88 000
160 000 168 000
240 000 248 000
320 000 328 000
72 73
80 81
90 91
113 118
160 165
210 215
264 270
340 350
440 460
690 730
1240 1300
2200 2350
4400 4700
10 000 10600
15 000 16 400
25 700 27 800
47 600 49 000
96 000 184 000
176 000 184 000
256 000 264 000
336000 344 000
73 74
82 83
92 93
122 126
170 175
220 225
276 282
360 370
470 480
700 830
1360 1420
2500 2700
5308 5900
11 100 11 700
17 000 17 600
30 000 32 200
52 000 54 500
112 000 120 000
192 000 200 000
272 000 280 000
352 000 360 000
75 75
84 85
94 95
131 135
180 185
230 235
288 294
380 390
500 520
880 940
1480 1540
2900 3100
6500 7100
12 200 12 000
18 200 18 000
34 400 36 600
57 500 60 500
128000 136000
208 000 216 000
208 000 296000
368 000 376 000
333
ТлОмд* П1 9. Кривая мшгаяжим ди ярма кияхрсмоялл двягателеЯ (стам! 2212, 221^ ш 2312)
О 0,01 0,02 0.03 0.04 0,05 0,06 0.07 0.М 0,09
Я. А/м
09 91 93 94 96 98 100 102 104 106
108 ПО 113 I» 118 120 122 124 126 128
131 134 136 139 141 144 143 130 133 156
0,7 139 162 166 169 172 176 180 183 186 190
04 194 198 201 204 208 212 216 220 223 227
0,9 231 233 2 39 24 3 248 23 2 253 260 265 269
1 274 279 284 289 295 300 305 311 318 323
1,1 332 338 344 351 337 367 374 382 390 398
1.2 410 418 426 435 444 455 466 475 487 498
1,3 509 521 533 346 338 372 583 600 618 633
1.4 656 673 695 717 740 763 789 813 843 870
1.5 905 934 965 1000 1040 1090 ИЗО 1190 1240 1290
16 1370 1440 1520 1390 1660 1720 1820 1910 2010 2100
1,7 2180 2310 2410 2530 2610 2720 2840 2980 3130 3290
1.8 3460 3630 3800 3970 4140 4301 4490 4670 4850 5040
1.9 5220 5600 6000 6400 6900 7400 7900 8500 9180 9700
2 10400 11 100 11 800 12500 13 300 14 100 14 900 15 000 16 700 17 600
Tt&aute Hi 10 К>ипл яааияячямня для аубш» яаяофо выл пмтелай (стали 2212, 2214 я 2312)
T„ —ft01 °-02 °'03 0.04 0415 0,06 0.07 0,01 0.09
Н. А/м
0,4 140 143 146 149 132 155 158 161 164 171
0,5 174 177 180 184 186 190 192 196 198 202
0.6 204 209 213 216 221 224 229 233 237 241
0.7 243 249 253 257 262 267 272 277 282 287
ол 292 297 302 306 311 316 322 326 331 337
0.9 342 347 353 J60 366 372 379 384 390 396
1 403 409 417 425 433 440 430 460 470 477
1.1 488 497 509 517 527 537 547 539 570 582
1.2 593 602 613 626 638 651 663 677 695 710
1.3 724 738 755 770 790 804 820 840 857 879
м 897 917 936 955 977 1000 1020 1040 1060 1090
1.5 1120 ИЗО 1170 1210 1240 1270 1310 1330 1370 1410
1.6 1450 1490 1530 1560 1610 1650 1690 1750 1790 1840
1,7 1900 1940 2000 2070 2140 2220 2300 2380 2500 2600
1.1 2700 2100 2920 3050 3220 3330 3490 3410 3710 4000
1.9 4160 4350 4600 4800 5030 3330 5430 5790 6130 6420
2 6750 7170 7400 7790 8150 8520 9000 9400 9750 10 280
ZI 10600 11 000 11 300 12 180 12 600 13 000 13 300 14 100 14 700 15 400
2.2 13 900 16 300 17 300 17 800 18 300 19100 19 600 20 200 21 100 22 000
2.3 23 100 24 300 25 500 26 000 28 100 29 500 30 900 32 400 33 900 36 400
Твблыцв ill 11 Основная кривая намалпмнмммя Сети» 2412)
в,ь 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 аоб 0,07 0,08 0.09
Н
0.4 67 68 69 70 71 72 73 74 73 76
0,5 77 7В 79 80 81 83 84 86 87 89
0.6 90 92 94 96 97 99 101 103 105 107
0.7 109 111 113 115 117 119 122 124 127 130
0,8 из 135 138 141 144 147 150 134 138 162
0.9 166 170 174 179 184 187 194 199 205 211
1 217 223 230 237 244 252 260 269 277 286
1 1 295 504 314 324 334 344 335 366 377 388
1 2 399 411 423 435 447 460 473 486 500 S40
1.3 585 630 &80 735 795 860 930 1000 1070 ИЗО
1.4 1230 1320 1420 1520 1630 1730 1870 2010 2160 2320
1 3 2500 2680 2870 3080 3300 3540 3800 4090 4380 4700
1.6 5000 5300 5760 6200 6650 7120 7650 200 8800 9400
1.7 10 000 10 300 11 000 11300 12000 12 300 13 100 13 700 14 300 14 900
1.8 IS600 16 200 16 800 17 500 18300 19 100 20 000 20 900 21 900 22 900
1.9 23 900 23 000 26 200 27 400 28 700 30 000 32 000 36 000 42 000 30 000
2 59000 68 000 77 000 86 000 95 000 104 000 113000 122 000 131 000 140 000
2.1 149 000 158 000 167 000 176 000 185 000 194 000 203.000 212 000 221000 230000
2.2 239 000 248 000 257 000 266000 275 000 284 000 293 000 302 000 311 000 320 000
2,3 329 000 333 800 347 000 356 000 Э65 000 374 000 383 000 392 000 401 ОС® 410 000
2,4 419 000 428 000 437 000 446 000 455 000 464 000 473 000 482 000 491 000 500 000
Таблица П112 Kpi
। дш ярма яояпфояяаж дяяг«геле« (ел* 2412)
0,01 0.02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07________ОЛИ 0.09
Я. А/м
0.4 48 48 49 50 51
0,5 33 36 56 37 38
0.6 63 64 65 66 67
0,7 72 72 73 74 75
0.8 81 82 83 84 85
0.9 96 98 100 102 104
1 116 118 121 124 126
11 146 130 154 138 162
12 192 198 204 210 216
13 272 288 300 316 330
1.4 410 440 460 490 530
1.5 820 890 960 1030 1100
1.6 1560 1640 1730 1820 1920
1.7 2800 2960 3100 3260 3400
1Л 4500 4700 5000 5300 5500
19 7600 8000 8300 9100 9700
2 16000 18000 20000 22000 23000
51 32 32 S3 54
59 60 61 61 62
68 69 69 70 71
76 76 77 71 79
87 88 90 92 94
105 107 109 112 114
129 132 136 139 143
167 172 176 182 188
222 230 238 246 260
340 358 370 386 399
570 610 660 710 770
1170 1230 1310 1400 1400
2000 2100 2260 2440 2680
3580 3740 3900 4100 4300
5000 6100 6400 6000 7200
10 300 И 100 11900 13100 14 200
25 500 27600 29600 31 500 зэооо
ж
7«блии П113 Кривая iiiiwwih» ям вуОцм всивхршашх дввг*тале4 (т* 2412)
0 0,01 0,02 0,03 ОО4 0,05 аоб 0,07 0,08 0.09
Н АУм
0.4 72 73 74 75 77 78 79 ВО 81 82
0,3 83 84 83 84 87 88 89 90 91 92
0,6 93 94 95 96 97 98 99 101 102 104
0,7 105 106 108 110 111 ИЗ 115 117 118 120
0.8 122 124 126 128 130 132 134 136 138 140
0,9 142 144 147 149 151 155 158 160 163 165
1 168 171 175 177 180 184 188 191 196 200
1.1 204 207 212 216 222 227 232 237 242 247
1.2 254 259 263 272 277 284 291 298 307 316
1.3 323 333 341 351 361 372 383 394 404 421
1.4 423 432 461 4ва 497 518 537 554 573 596
1.5 622 644 673 700 728 756 795 828 859 890
1.6 932 976 1020 1070 ИЗО 1180 1260 1350 1440 1520
1.7 1630 1740 1870 2020 2130 2300 2450 2630 2830 3040
1.8 3190 3410 3590 3830 4100 4400 4600 4800 5100. 0400
1.9 5700 5980 6300 6600 6900 7200 7700 8100 8300 8700
9200 9700 10 000 10 500 10 900 11 400 12 000 12 700 13 100 13700
U 14 200 15000 15 800 16500 17 200 17 900 18 700 19800 20 600 21600
2,2 22600 23700 24 600 26 100 26 900 28 700 30 000 31400 33 200 35 400
2.3 37 600 39 980 42 200 44 600 47 000 49 500 52 000 54 600 57 200 59 000
Полина т /4. Лятмсш» (O3J ним»*» **** <*— ___________
о от” "од” олГ о.°» Ц» в” <w
Тп н. Mt
0.1
0.2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0.8
0.9
12
U
1Л
I.S
16
1.7
1.8
100
140
180
210
250
295
345
405
480 490
570 582
690 703
845 860
1080 1П2
1498 1530
2270 2430
4000 4250
7050 7530
11 900 12 400
18 800 19 700
29 000 30 200
495 505
595 607
720 731
880 980
1145 1173
1595 1645
2560 2710
4500 4750
7950 8400
13000 13 500
20 700 21 500
31 500 32 000
275
320
375
440
510 520
615 630
748 760
920 940
1220 1260
1700 1750
2880 3030
3000 5250
8850 9320
14 100 14 000
22 600 23 500
34 200 36 180
530 540
642 655
775 790
960 992
1300 1 350
1835 1920
3200 3400
5580 5950
5300 10 300
15 600 16 200
24 500 23 600
38 000
550 560
645 680
000 825
1015 1043
1393 1450
2010 2110
3450 3
6230 6
10 000 11
17 000 17
26 500 27
Т&лцв П1 li. Ли— СП—, тояспм —СТМ (С«>,;
а 1Т. 0,01 аог аоз ОХМ аоз 006 ао? олв
В А/м
0 0 в 16 24 32 40 48 56
0.1 80 88 96 104 112 120 128 136 72
0.2 160 16S 176 184 192 200 200 216 724 152
ад 240 248 250 264 272 280 288 296 Зп* 232
ад 320 328 336 344 352 360 368 376 312
as 400 404 417 426 434 443 452 461 »2
м 4U 497 506 516 525 535 544 354 5Ы 479
а? 584 393 603 613 623 632 642 652 662 574
as 682 693 703 724 734 745 755 766 776 672
0,9 798 810 S23 835 848 азо 873 885 S98 717
1 924 938 953 969 986 1004 1022 1039 1056
1.1 IOW 1108 1127 1147 1167 1187 1207 1227 1248
1.2 1290 1315 1340 1370 1479 1430 1460 1490 1528
1.3 1390 1630 1670 1720 1760 1810 I860 1920 1970 Mln
1Л 2090 2160 2230 2300 2370 2440 2530 2620 2710
М 2890 2990 3100 3210 3320 3430 3560 3700 3830 3960
1.6 4100 4230 4400 4530 4700 4870 5000 5150 5300 5540
0 АТл □Л1 0.02 аоз 0,06 0,01 006 007 008 м»
В. А/м
1 170 170 180 185 190 190 200 200 210 2Ю
1.1 220 220 230 235 240 240 250 260 260 270
14 280 290 300 310 320 320 330 340 350 360
1.3 370 380 400 410 420 430 450 460 470 480
1.4 500 520 540 560 580 600 620 640 660 680
М 700 730 760 790 820 850 8К 910 940 970
1Л 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1000
1,7 2000 2100 2200 2300 2400 2500 2800 3100 3400 3700
1Л 4000 4300 4600 5000 5400 5900 6500 7100 7800 850»
19 9200 10000 11200 13000 15 500 19000 22 500 26 000 30000 35 000
2 40000 45 000 50 000 55 000 60 000 - - - -
336
J 37
Приложение 2
tVMSWf НАМАГНИЧИВАНИЯ* ДЛЯ ЗУБЦОВЫХ ЭОН
с учетом ответвления потока в пазы
Л2 расчетная индукция в аубцах. Тл
. 2у'1_
к2ж/ст*с
Рис. П2Л Кривые намагничивания стали марки 2013 (к Офсжяемж) магнитного
напряжения аубоовых зон асмихрошых двигателе*)
338
Рас. 112 2. Кривые мемалвемвання стала марок 2211. 2312. 2411 (к оюределемво
аагиитаого 1ывригаммл эон аемжхрошых авкгателеВ)
Ряс П2.3 Кривые иамычгамш стшш ирк< 2013 (к оарвлели
ижтржягеям тувиовых эси машжж постоями» го тока и емпрошых)
Риг Л2 4 кр»
Рис. П2 6 Кривые намагничивания стали марки 1411 (к определению магихтиого
Шпряжеиня *ж ыапмя постоииного тома м сиихрояиих)
Рис. П2.7 Кривые пмаполмвамии стали марок 1311 1512. 1313 (к определению
магнитного напряжения зубцовых жж машин постоянного тока и смихроиимх)
Ml
Приложение 3
осмоточные пгсаодл, ленты и нины
Таблиц ПЗ I Л. —*ч> в-.'.оееыи тв^ешаго свалим кругах
иненрое—ыж доводов аиров ПЭТВ ПЭТ-153
Среднее зка- чеяне яка- метра язо- Bill! Плашаяа по- перечного ССЧСМ1Я ио- кэопровам- ного проео- ла. мм’
.мВ да» метрио- SOJBIpO- • аиного ревом. мм НМ* ДЖ» метр не- «ВВС ДЖ» метр» мх> лвроваижн го провода, мм
ли роимо- го провела. мм вам ого провода.
шл 0.1 0,00502 <0(53) 0485 0,221
ЛОТ 0,11 0,00636 0.56 0415 0.246
0,1 0,122 0,00785 0,6 0,655 0,283
0,112 0.134 0,00985 0,63 049 0,312
0.125 0,147 0,01227 (0.67) 0,73 0,353
<0.132) 0,154 0.01368 0,71 0,77 0,396
0,14 0162 0.01539 0,75 0,815 0,442
0,15 0.1В 0.01767 0.8 0465 0.503
0,16 0,19 0.0201 045 0,915 0467
0,17 0,2 0,0227 0,9 0,965 0,636
0.18 0.21 0.0255 0.95 1,015 0.709
(0,19) 0,22 0.0284 1,08 0,785
0,2 0,23 0,0314 1.06 1.14 0,883
<0.212) 0.242 0,0353 1.12 1.2 0 985
0,224 0.259 0,0394 1 18 1,26 1.094
<0.236) 0,271 0.0437 Х25 1,33 1 227
0,25 0,285 0.0491 1 32 1405 1368
(0.265) 0,3 0,0552 1,40 1.485 1,539
0.2В 0,315 0,0616 »? 1.585 1 767
<0.3) 0,335 0.0707 1.6 1.685 2 011
0,31$ 0,35 0,0779 1.7 1 785 2.27
0,335 0,37 03)881 14 1,895 254
0.355 0395 0.099 1 9 1 995 2 83
0,375 0.415 0,1104 2 2,095 3 14
0,4 0,44 0,1257 2.12 2J2 3,53
0.425 0465 01419 2.24 2,34 3.94
0.45 0,49 0.159 236 2,46 4,36
(0.475) 0,515 0,1772 2,5 24 4 91
05 0,545 0 1963
П рвмсевяме. Провода, размеры которых указаны а скобках, следует
применять только вря обоснован»» техявко-акономячсской .. <г"<4у>а><«
ИЗ
Тввмчв Я2 РюМфМ ucwaсиним факсу голым* Т1Щ)Ж
пока по 0.8 0,85 о .9 0,95 1 1Л6 1.12 1.18
больше* сторон* ». мм Р»сатюе«
2 1,463 1445 1.626 1.706 1.785 1.905 2,025 2.145
112 1,559 — 1.734 1.905 — 2,16.
2.24 1.655 1.749 1.842 1,934 2,025 2 16 1.294 2.429
2.34 1.751 — 1.95 2.145 — 2,429
24 1Л63 1.97 2Л76 2,181 2,285 2Л35 2,585 2.736
2.65 1.983 — 2,211 — 1435 — 2.753
2.8 2,103 2,225- 2,346 2,466 2485 2,753 2.921 3,089
3 2.263 — 24 26 — 2,785 3,145 —
3,15 2.383 2422 2,661 2.799 2435 3.124 3,313 3402
3,35 2.543 — 2,841 — 3.13$ — 3437
345 3.75 2.703 2,843 2.862 3.021 3,201 3.179 3.335 3435 3448 3,761 3.985 3.974
4 3,063 3,245 3.426 3,606 3,785 4.025 4,265 4485
4.25 3,263 — 3451 — 4Д35 4445
4.5 3.463 3.67 ЗЛ76 4.081 4.285 445$ 4Л25 5.095
4.75 3.663 — 4,101 — 4.535 — 5.105 —
5 З.МЗ 4Л95 4.326 4J56 4,785 5.085 5485 5.685
5,3 4.103 — 4.596 — 5.085 — 5 721 —
5,6 4.343 4.605 4.866 5 126 5,385 5.721 6.057 6493
6 4.663 — 5,226 — 5.785 — 6405 *
6,3 4,903 54 5Д96 5.791 6.085 6,463 6441 7.219
6,7 — — 5Л56 — 6,485 — 7,289 —
7,1 — — 6416 6451 6Д85 7.311 7.737 8.163
7.5 * — — 7.185 — 8.185
8 •• — — 7.785 8.2« 8.745 9425
84 — — — — — — 9,305 —
9 — — — — — — 9.865 10,41
— — — — —
10 — * — —
10.6 — — *
11.2
ПЛ
124 - - - -
344
ммш* старом* «, мм
1Д5 1,32 1Л 1.15 1.6 1,7 1.1 1.9 2 24*
«* нроволокм, мм1
2,285 2425 2485
2,435 - 2,733
2,585 2,7*2 2.921
2,735 - З.М9
2.91 3485 ЗД85
3jO96 - 3495
3.295 3,481 3,705
3435 - 3.985
3.723 3.943 4,195
3,973 - 4,475
4,223 *471 4,755
*473 - 5.035
4,785 5,065 5.385
5,098 - 5.735
541 5,725 6,085
М23 - 6435
6,035 6.385 6.785
*41 - 7405
6,785 8.101 7425
7,285 - 8.185
7.66 9.101 8405
6,16 - 9,165
8.66 9,157 9,725
9,16 - 10,29
9,785 1045 10,99
10,41 - 1149
И.0* 11.67 12,39
11.66 13,09
12,29 12.99 13.79
1443
1547
3,145 3.369 -----
3.561 -----
3435 3.715 3487 4,137 - - -
4.025 - 4,407 - - -
3.985 4,265 4.397 4,677 4,957 5,237 -
4,585 - 5.038 - 5 638 -
441 4.825 4,992 5307 5422 5.937 6315
5,145 - 5.667 - 6.337 -
541 3465 5472 6427 6,382 6.737 7.163
5.785 - 6.387 - 7.137 -
5.785 6,185 6,437 6437 7.237 7 637 8.117
6.585 - 7.287 - 8.137 -
6435 6,98$ 7.28? 7.737 8.187 8.63? 9,17?
7.385 - 8.188 - 9,137 -
7,215 7.785 8,137 8 437 9.137 9 437 10.24
8 265 - 9.177 - 1044 -
8.185 8.745 9,157 9,717 1048 1044 1141
9,315 - 104* - 11.64 -
9435 9465 1045 10.98 1141 12.24 12,99
1041 - 11.7 - 13.04 -
104* 11.13 11.71 1242 13,13 1344 1*49
11.79 - 13.1* - 1*44 -
11.79 12.59 1344 14.04 1444 15.64 16.6
13.39 - 14.94 - 16,64 -
1349 14.19 14,94 15,84 16,74 17.64 18.72
14,99 - 16,7* - 18,64 -
14,79 15.79 16.6* 17,6* 18,64 19.64 2044
16.75 - 18.72 - 20.84 -
1649 17.71 18.68 194 20.92 22.04 23,38
1847 - 2048 - 23.24 -
19,79 2048 22.14 2349 24.64 26,14
345
Продалжшав х6< /712
Номи-
про»о- -----------------------------------------------------—
«депо 234 ХЭ6 23 Х65 23 3 3,15 33$
2
2,12 ________
234
Х36 — — — — —
XS
Х65
2,8 — — —
3
3,15 6,693 — — — — — — —
3,35 7,141 — — — — —
3,55 7389 7329 <326 — — — —
3 75 8,037 8,826 — —
4 8,597 8391 9,451 10,65 10Л5 — —
4,25 9157 — I0J3S — 11.35 — —
43 9,717 10.07 10,7 11.38 12.05'' 12.95 13,63 —
4,75 10,28 — 1133 _ 12.75* _ 14.41 — 1
5 10,84 11.25 11.95 12.Т*- 13,45 14,45 153 163
5,3 11,51 — 1X7 14.29 16,15
з.« 1X18 12,67 13,45 14.29 15,13 16.25 17.09 1831
6 133Ж — 14,45 — 16,25 — 18,35
6,3 13.75 14,32 15.2 16,15 17J09 1035 193 2036
6.7 14,65 163 — 18.21 20,56 —
7.1 15,54 1631 17.2 18.27 19.33 20,75 21,82 2334
73 16,44 — 183 20,45 — 2X08 —
в 1736 18.33 19,45 20,65 21Л5 23.45 24,65 2635
Й.5 18.68 — 20,7 — 23,25 26,23 1
9 19,8 20,69 21.95 2X3 24,65 2634 27Л 29,6
93 20,92 — 23.2 — 26 Д5 — 29,38
10 22,04 23.05 28,45 25,95 27.45 29,45 30,95 3X95
10,1 2X38 — 25,95 — 29,13 — 3X84 —
11 2 24,73 25,88 27,45 29.13 30.81 33,05 34,73 36.97
113 26,07 — 2835 3X49 — 36.62
12,5 27.64 24,95 30,7 3238 34.45 36^5 38.83 4133
в. мм
JJS 3,75 4 4.25 4,5 4,7$ $ $.3 5.6
.роки*», MMS
17.2 - -
18.27 — — — — — — —
i9.33 20,14 21.54 — — — — —
20.73 — 23.14 — — — — — —
21.82 22,77 24,34 25,92 27,49 — — —
23,24 25.94 — 29,29 — — —
24.66 25.77 27,54 29.32 3109 32,87 34,64 — —
26,08 2914 32,89 М.64 — —
27,85 29,14 31,14 33,14 35.14 37.14 39.24 41.54 43,94
29,63 — 33.14 — 37.39 — 41.64 — 46.74
Э1Л 32,89 35.14 37 39 39.64 41.89 44 14 46.84 49,54
3118 — 37 14 — 41,89 — — 52.34
34 93 36.64 39.14 41,64 44 14 46,64 49.14 52,14 55.14
37.08 — 41,54 — 46.84 52 14 — 583
39.21 41.14 43.94 46.74 49.54 52,34 55.14 5S.5 61.86
4134 — 46,34 5244 — 52,14 — 65.22
43,83 46.02 49,14 52,27 55.39 58,52 61.64 65 39 69,14
347
Пюдолжггшв мвл. П3.2
10.1 — - 1
11.1 36,97 — 39.21 41.14
П.6 — — —
11 • — — — 4134
114 — 41,33 — 43ЛЭ 44,02
13,2 — — — 4631
134 — — —
14 — 4635 — 49.13 31.95
144 — — — —
13 — — — 32.7 —
13.4 — — —
14 — 53Л — 5645 39,14
168 34,62 — 3832 — 63.34
11 59.56 — 6336 — — 67.92
19.5 63,41 — 6133 — — 73.62
20 — — —
22 71.68 — 77ДВ — «3.12
25 «142 — «7.77 — — 9442
24.3 — — 92,36 — — 99,44
U — • — — 105,92
30 — — — — — 11342
32 — — ж * —
35 — — — — —
349
Цю6олж»т» пвл. П3.2
Номмкалмый размер прово- лока по боль- шей сторо мс 5 5,1 5,3 Но мми. 54 яышйраз* •ер проволоки 6
Расчетное гпгщ
юл -
11.2 55.14 — 5М0 — 61Л6
п.6 — — —
11.8 58,14 — * — 65 22
124 61.64 — 65.39 69J4
13.2 65.14 — — 73.06
134 — — — — — —
14 69.14 — 73,34 — 7744
1*4 — — — —
15 74,14 — — 83 14
15.6 — — — — — —
18 79.14 — 83.94 — 88,74 95 14
16.8 — 84.82 — 9144 99.94
18 — 90.94 96.14 — 107.14
19.5 — 9649 — 106,39 — 116.14
20 99.14 — — — 119.14
32 — 111 34 120,14 — 131 14
25 124 14 126.64 — 134.64 — 149 14
26.3 133.27 143 79 — 158,94
28 — 141.94 — 153 14 — 167.14
30 149.14 152,14 — 164.14 —
32 — 162,34 — 175.14
35 - - 1
351
s
Марата про аала яри шаметрах голого иравода Л, мм
0,03-0,09 0,1 019 0,2-025 0265 0,3 0,315-0,355 0473-ОД 0,53-0,71 075-0,95
ПЕЛ - м» 022 042 022 022 0,22
АПБД — — — — — — —
ПЭЛБО — — 0125 0,135 0,16 0,165 0,17 0,1В
ПЭТЕЮ, ПЭЛМКО 0JJ7 0075 О« 0,1 0,103 ап 0.113 0125
ПСД ПСДК — — — — 0,23 0,23 025 0,25
псдт — — — — 0Д1 аю 0.19 02
псдкт — — — — ДМ 014 0.16 016
ПДА — ** — — —
ПЭВП. ПЗМП, — — — — — — —
ИЭВППИ, пэтвп
ППТБО, ППЛБО — — - — — — — -
*
Марк* про» одл при джаметрах голого вроама <Т, мм прямоуголшого проаода при меимио! сторона с—«мая голого проаода, мм
1-м 1.5-1 Л i 1.7-2,12 244 5 3-54 035-1,9 2,12 2,75 4-3,6
ПЕЛ 0,27 0,27 0,27 0,33 033 0,27 033 0,44
АЛЕЛ 0,27 027 0,27 0,33 0.33 0.27 033 044
ПЭЛБО 041 0,21 041 — — —
пэлво, пэлмко 0135 0155 0,135 — — — —
ПСД ПСДК 027 027 02? 0,33 033 047 033 0,4
псдт 021 021 023 — — —
SX.IKT 0.18 018 — 042
ПДА 03 оз 03 035 033 0,4 0,4 0.4
ПЭВП. пэмп. — — 01-012 015
пэвппи. пэтвп ППТБО, ППЛБО - - 0,43 045 ОД
мЛ». П3.4
Таблица П3.5. Номмшы, размеры, мм, ркчстш* сп<мми мм2, ап
16
20
25
30
32
33
40
45
50
55
60
65
70
75
80
90
100
120
174,1
159,5 1791 199,1
179 5 2016 224 1
199.5 224.1 2491
219.3 246,6 274,1
239,5 269 1 299,1
259,5 291.6 3241
279.5 314.1 3491
319,5 359.1 3991
339,5 404 I 449,1
399.5 449,1 499.1
- * - 199.1 2241
179.1 194.1 209,1 239 1 2691
191.1 207 | -
191.6 209.1 226,6 2791
219 1 239 1 259 1 279 1 319 1 3391
246.6 269 I 291.6 314 I 359 1 404 1
274 1 299.1 324 1 349 1 399.1 449Л
301 1 329 1 356.6 384 1 429 I 494 I
329 1 359 1 389.1 439 1 479 1 5391
389.1 4541 - 384.1
5391 6291
5991
479 J - 5591 е39.1
539.1 - 6291 719.1
5991 699.1 7991
9591
10
11
12.5 14 16
20
16
20 199,1
25 249.1
30 299.1
32
33 349.1
40 399.1
45 4491
50 499,1
55 549.1
60 599,1
63 649.1
70 699,1
75
80 799.1
90 8991.
100 999,1
120 1199,1
1751 199,1
219.1 249.1
274.1 ЗИ.6
329 1 374 1
436.6
439.1 4991
494.1 5616
549.1 624,1
686.6
7491
8116
874.1
9991 *
1124.1 -
12491 -
233 1 255 1
279 1 319 1
349 1 399 1
419.1 4791
5591 639,1
6291 719.1
699 1 799 1
8791
9591
1039 1
1119.1
359 1 399 1
449 Г 499.1 624.1
539.1 599 1 749.1 8991
6991
719 1 799 1 999,1 11991
809.1 8991 1349.1
899,1 999.1
1099.1
11991
............................... с учетом мкругпеамупю.
Т^дицаПЗЬ. Прчссомшше шаны кьшамаинмфкн АДО
Номинальный Номинальный Площадь Номинальный Номинальный Площадь
реьмершкхы ратмершмиы поиереч- раамершниы размер шины чопсреч-
Ю аееныоей по большей кого се- по меньше* по большей него Се-
лороне. мм стороне, мм чей», стороне, мм стороне мм чеши
мм1 мм2
30 120 5 30 2S0
40 160 5 60
S0 200 6 30
60 240 6 40
30 150 6 50
40 200 6 60
Приложение 4
ЩЕТКИ ДЛЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Тввлица П4.
Ос«ео*ра*мер I
Tut ген
lOWUr
Продолжение табл. П4.1
Такгеи-
икаль Осяво* размер /щ
5 6,3 В 10 123 16 20 25 32 «О 30
32 -
40 40 -
50 50 50
64 64
32 -
40 40 -
50 50 30
- 64 64
40 40 -
50 50 50
64 64 64
40
50 50
64 64
80
80
- - 100
Примечание- Метки ширимой 25 мм и выше воареэделяжпея на две
Обоим- Наимено- Переходное на- Плот- Ско Далле- Преимущественная
«КИЯ •анка демие наори- ностц ростк мне на область пр и.
•арок щеток труним •арок женил на пару щеток при ре- комендуемое плотности тока, В А/СМ1 м/с щетку. кПа НИЯ
Г-20 У гол ню- 2.9 15 40 50 Ге пер а юры и дви-
Г-21 трафят 4,3 3 30 15-100 гатели с облегчен-
Г 22 23 10 30 40 ними условиями Коммутации И КОЛ- ~екторные емшиаы переманив го тока
361
Продолжение жабл. П4.2
Обозна- чения марок Наимено- вание группы марок Переходное па- Плот- Ско- рость, М/с Давле- ние на кПа Преимущественная область примене- ния
Пенне напря- жения на пару щеток при рс- комендуежЛ плотности Аусм^
ГЗ Графигнь» е 1 9 II 25 20-25 Генераторы и паи-
611 м 2 12 40 20 25 гатели с эблегчен-
611 ОМ 2 15 90 12-22 МЫМИ условиями
коммутации и кон-
гостные кольца
ЭГ2А Электро- 2.6 10 45 20 25 Геисраторы и Дай-
ЭГ2АФ графггжро - 2,2 15 90 15-21 гвтели со ерелшми
ЭГ4 ванные 2 12 40 15-20 н затрудненными
ЭГ8 2,4 10 40 20-40 условиями комму»
танин и контакт-
ные колыа
ЭГ14 2.5 U 40 20 40 Тоже
ЭГ51 2,2 12 60 20-25
ЭГ61 3 13 60 35-50
ЭГ71 2.2 12 40 20-25
ЭГ74 2,7 15 50 17.5-25
ЭГ74АФ 23 15 60 15 21
ЭГ85 2,3 15 50 17 Л-35
Ml Металле- 1 5 15 25 15-20 Низковольтные гв»
М3 графитные 1.8 12 20 15 20 иераторы к контакт-
Мб 1.5 15 25 1$ 20 ные кольца
М20 1.4 12 20 15-20
мг — 0.2 20 20 18-23 Тоже
МГ2 ОЛ 20 20 18-23
МГ4 1 1 15 20 20-25
МГ64 ол 25 25 15-20
мгсо 0,2 20 20 18-23
МГС5 2 15 35 20-25
Пр- метанн а 1 Пр- работе электрических машин в условиях повышенно*
вибрации и больших частот вращения коллектора (саване 1500 об/мгт) давление
на щетку может быть повышено до 50 кПа.
2- Плотность тока ватки должна вы'иротьаг а зависимости от частоты врав*"
ния коллектор» и условий коммутации каждого конкретного зжпа электрическое
аешлшы.
3. Коэффициент трения щеток о коллектор принимается равным 0,25 дня вое»
юрок щеток -
362
Приложение 5
ПОДШИПНИКИ КАЧЕНИЯ
(рис. 11.18) хм радаалиаые оморядяые по ГОСТ 8338-75
Условное обозначе- ние под- ШИП ника d, мм D мм В им г ММ С Н Со , Н я,а6/мИН
200 10 30 Легкая серия 4600 2610 20 000
201 12 32 10 1 4700 2650 20 000
202 15 35 11 1 5850 3470 16 000
203 П 40 12 7400 4400 16 000
204 20 47 14 1Л 9800 6200 12 500
205 25 52 15 и 10 800 6950 10 000
206 30 62 16 1Л 15 000 10000 10 000
207 35 72 17 2 19 700 13600 8000
208 «0 80 18 2 25 100 17 800 6300
209 45 85 19 2 25 200 17 800 6300
210 50 90 20 2 27 000 19 800 6300
211 55 100 21 2.5 33 400 25 100 5000
212 60 по 22 2Л >30*300 30 900 5000
213 65 120 23 2,5 44 000 34 000 5000
214 70 125 24 2,5 48 000 37 400 4000
215 75 130 25 2.5 51000 41000 4000
216 80 140 26 3 56000 44 500 4000
217 85 150 28 3 64 000 53 100 4000
218 90 160 30 3 74 000 60 500 3150
219 95 170 32 3.5 84 000 69 500 3150
220 180 180 34 зл 94 000 79 000 3150
300 10 35 Срейклл серия 1 6250 3750 20 000
201 12 37 12 1Л 7500 4640 16000
М2 15 42 13 1Л 8750 5400 16000
303 17 47 13 10 700 6670 12 500
304 20 52 15 2 12 250 7780 12 500
30$ 25 62 17 2 17 250 11400 10000
363
I
’"‘zssaRKSssssssgssgssg
§81ii§§§§8Ogi§O8igi§i
" = 2t.aaXRSBS3grSS§B3Sgg5
i
i
Q
5
§§§§§8g|§§§§f§g§§i
SSSR?S3BSSSS5g£gRS
ННЙНШШШ1
„«222^^22222,^,...
zilSERIRsKRSSSSSSSSSSSS
SSRSP8S88gRSS?8SgS88=8g
RgSSSSSgRSSgRSiSSSSgggS
HHilHHiiHiii i Hi
s?lpSH=g=55SSg g .3*5*
S=8888§8g88gS88S3g
SRRSSSKSseSSSSSSgS
ШШШтШШ
§fS8f|^=-sgi=isgg5
I iiliimmoofio II!!iii!hlOi’
d
s
I
«
s
ШННУШШ1И1 НШШ1ШУ
§§§§§§§§§§§§!§§§§§§
~RsEssspgsjgs=;;sss =s«;sssRSs=gss
r.222„„22222,p222--222 2,,,„
ESRSRSaaSRSSSSSSgRR 2ЯЯаваяй8Я55?Я
P388g§8SS283S8=»gSS S8S82RS88Sg?g=
SaS¥8S8SgS8SgS88S8g =ЯЯЯ?98Я8SgB3S
S§SSS5SSsgS5=§SsS8S ШШг 5S3?j* =
П^юдалжаоч Шбл. П5 2
Условное обозначе-
ние подшмшнка
d, мм D. мм В. мм г. мм
С,Н
С0.Н
2326, 32326 42326 130
2328. 32328 42328 140
2332, 32332 42332 160
2336, 32336, 42336 180
2340, 32340. 42340 200
280 58 5 424 000 374 000 2000
300 62 5 469 000 419 000 I609
340 68 5 541 000 497 000 1600
380 75 5 764 000 724 000 1250
420 80 6 860 000 818 000 1250
Средняя широкая серия
2605, 32605. 42605 25
2606 32606. 42606 30
2607. 32607, 42607 35
2608, 32608 42608 40
2609, 32609 42609 45
2610, 32610, 42610 50
2611 32611. 42611 55
2612, 32612, 42612 60
2613, 32613, 42613 65
2615, 32615 42615 75
2616. 32616, 42616 80
2617. 32617 42617 85
2618. 32618 42618 90
262ft 32620. 42620 100
2622. 32622, 42622 110
2624. 32624 42624 120
2626. 32626 42626 130
2630, 32630 42630 150
2634 32634 42634 170
62 24 2 36 700 27 800 8000
72 27 2 40 900 30 600 8000
80 31 2Л 45 800 34 200 бзоо
90 33 2Л 59 900 46 600 6300
100 36 2Л 77 700 61 500 6300
но 40 3 102 000 85 500 5000
120 43 3 113000 92 500 5000
130 46 ЗЛ 137 000 116 000 4000
140 48 ЗЛ 149 000 126 000 4000
160 55 ЗЛ 208 000 183 000 3150
170 58 ЗЛ 220 000 198 000 3150
180 60 254 000 230 000 3150
190 64 265 000 240 000 2500
215 73 356 000 336 000 2500
240 80 364 000 450 000 2000
260 86 548 000 532 000 2000
280 93 5 650 000 650 000 2000
320 108 5 753 000 757 000 1боо
360 120 5 1040 0001080 000 1250
32410. 42410 50
2411 32411 42411 55
2412 32412 42412 60
2413 32413 42413 65
2414 32414. 70
2415, 32415 42415 75
2416. 32416, - 80
2417 32417 42417 85
2418. 32418 42418 90
32419 95
2420. 32420. 42420 100
2421 32421 42421 105
2422,32422 42422 ПО
2424, 32424 42424 120
32426. 42426 130
- 32428 42428 140
Тяжелея серия
1зо 31 зл
140 33 зл
150 35 ЗЛ
160 37 ЗЛ
180 42 4
190 45 4
200 48 4
210 52 5
225 54 5
240 55 5
250 58 5
260 60 $
280 65 5
310 72 6
340 78 6
360 82 6
100 000 75 000 4000
108 000 82 000 4000
121 000 101 000 4000
143 000 112 000 3150
183 000 147 000 3150
212 000 173 000 3150
244 000 200 000 2500
266000 221 000 2500
300 000 252000 2500
320000 273000 2500
360 000 310 000 2000
400 000 345 000 2000
445 000 388 000 2000
557 000 500 000 2000
670000 605 000 1250
725 000 655 000 1250
366
Твблш* П5.3 Подяжиияки апрмкоаме рмтяжые олюрюмые
с двумя упжиткакямв по ГОСТ 8882-75
г. мм С. И С®. Н н, оВУммн
180500 10 30 14
IBOSOI 12 32 14
180502 15 35 14
180503 17 40 16
180504 20 47 18
180505 25 52 18
180506 30 62 20
180508 40 80 23
180509 45 85 23
180602 15 42 17
180603 17 47 19
4590 2670
4690 2670
5220 3030
7360 4410
Л 8220 5000
Л 10 800 6950
Л 11 600 7740
23 200 17 750
24 100 17 850
Л 87S0 5410
Л 10 700 6680
IlOiiiiili
Приложение 6
ЯКАЛА МОЩНОСТЕЙ, ВЫСОТЫ ОСЕЙ ВРАЩЕНИЯ
И УСТАНОВОЧНЫЕ РАЗМЕРЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Таблица 116 1 Шкала мощвостеб, кВт, во ГОСТ 12139-М
(в дваввэоюеот 0,06 ДО 1000 кВт)
0,06 0,55 4
0.09 0,75 5Л
0.12 1.1 7Л
0,18 1.5 11
0,25 2,2 15
0,37 3 18,5
22 90 315
30 ПО 400
37 132 500
45 160 630
55 200 000
75 250 1000
ПблииаПб.2, Высоты оса apUMMi (ГОСТ 13267-73)
За высоту осн вращения пркхкмагтся расстояние от оса вращения до одорной
плоскости мшил измеренное в середе» выступающего конца вала.
Ноиямийй значения высот оса врашазия должны соответствовать
40, 45, 50, 56 63, 71 80 90 100, 112.132 160. 180. 200, 225 250, 280. 315
400.450. 500.560, 630,710. 800,900 я 1000 мм
РЯДУ
351
некие высот оса вращения 125. 140 236 аш к ди машжя, разрабатываемых к
вазе существующих серий, также высоты оса вращения 600 мм
2. Указанные значения высот оси вращения распространяются на все конструк
тивкые формы вновь >аэпайатывшы«м я модернизируемых (в части установоч-
ных размеров) электрических маияш общего назначения в специального назяв-
ашижв я
незлектрвчаеккх двигателей
363
Таблице П6.3 Высоты оси вращеная и свяимиые с н»«и установочные размеры,
мм. змстритних М.ажа ио ГОСТ 13267 73. ГОСТ 18709-73 и ГОСТ 208839 75
(СМ рис Ю.2) _______
А Условное
Но мин аль- нис дли Go 1>1 Л1О
нос эн ifcnyCK иы сер-
«ем нс ае*ика
Высоты оси вращении от 56 до 400 мм
56 0.5 90 - 71 36 5.8
63 -0.5 100 - 80 40 7
71 -0,5 112 90 45 7
80 0.5 125 100 50 10
90 0.5 140 S L 100 125 54 10
100 0.5 160 S L 112 140 63 12
112 -0 ' 190 S 114
ы 140 70 12
L 159
132 -0,5 216 S 140
м 178 89 12
L 203
160 -0 5 254 S 178
ы 210 108 15
L 254
180 -0.5 279 S 203
м 24] 121 15
L 279
200 -0,5 3IB S 228
м 267 133 19
L 305
225 -0,5 356 S 286
м 311 149 19
L 356
369
Продалжеюи твбл П6 3
* ши Ы dlO
Номиналь- ное ма- чете Допуск 6»о
ho hi
250 -0Л 404 S 311
м 349 168 24
L 406
280 -1 457 S 368
м 419 190 24
L 457
315 -1 50В S 406
м 457 216 28
L 500
355 1 610 S 500
м 560 254 28
L 630
400 -1 686 S 560
м 630
L 710 280 35
800
900
Высоты оси вращения от 450до 630 мм
450 -1 710,800 900,1000, 1120 355 400.450, 500, 560 630, 710,800,900, 1120,1250 - 35
500 -1 800.900, 1000.1120. 1250 400 450. 500, 630, 710, 800. 900, 1000, 112а 1250, 1400 - 42
560 -1 900,1000, 112а 1250. 1400 450 500,560. 630,710.800, 900, юоа 42
1120. 1250,
1400
370
Продолжение пвл. П6.3
630 1 1000,1120. - 500. 560,630.
1250.1400. 710 800.900
1600 1000 1120. 48
1250 1400.
1600
Прямечамвв. Для двигателев с высотами оса врашсммя от 450 до 630 мм
размеры 1»1 следует выбирать в> рада 100 200,224 250. 280. 31S. 335. 355
375. 400. 425. 450, 475. 500, 530. 56Q 600. 630. 670. 710, 750. 800, 900. 1000 мм
неэависхмо от высоты врашсммя.
ТвблнИв Пб.4 Раэмфы выстувмвавего коана вала ммпрачсскжх жвагтлев
о ГОСТ 187709-73 в ГОСТ 20839-75 (см. рве. 10.2)
d|, мм । 1|. мм НяибольижМ момент вра темна. И м dlt мм <1 мм Наибольшим момент вра- щения. Н м
7 16 0,25 75 140 1000
9 20 0.63 80- 170 1250
11 23 1.25 85 170 1600
14 30 2,8 90 170 1900
16 40 4_5 95 170 2360
18 40 7 1 100 210 2800
19 40 8.25 ПО 210 4000
22 50 14 120 210
24 50 18 126 210 —
28 60 31.5 130 250
32 80 50 140 250
38 80 90 150 250 —
42 110 125 160 300 —
48 110 200 170 300
55 110 355 180 300 —
60 140 450 190 350 —
65 140 630 200 350 —
70 140 800 220 350
Примечание Злачен* наяоолынаго момент» мрашенма при мы во данным публикации МЭК-72
371
Галиче П6.5 Размфы. мм, ирамвтельшх фиажа во дмимм вувлиижмж
ЮК-72 (см. рис. |0.2)
Диаметры фланца Отверстия ди болтов
«ho •hi •h* Число отвер- ста* и Диаметр djj ММ
гладкая резьбовой
55 40 70 4 5.8 М5
65 50 80 4 5.8 М5
75 60 90 4 5.8 MS
85 70 105 4 7 Мб
100 80 120 4 7 Мб
11$ 95 140 4 10 М8
130 ПО 160 4 10 М8
165 130 200 4 12 мю
215 160 250 4 15 MI2
265 230 300 4 16 М12
300 250 350 4 19 М16
350 300 400 4 19 М16
400 350 450 8 19 М16
500 450 550 8 19 М16
600 550 660 8 24 М20
740 680 800 8 24 М24
940 880 1000 В 28 М24
1080 1000 1150 В 28 М24
условное ОБОЗНАЧЕНИЕ МСЛОЛНЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
ПО СТЕПЕНИ ЗАЩИТЫ
Условное обозначение степени защити аавагармт*ввижаазда изделий, обеспечи-
вавасмых их оболочками. состоит из двух букв латинского алфавита - IP (на-
чальные буквы слов International Protection) к двух цифр.
Первая цифра (от 1 до 6) обознажет степень зашиты персонала от соприкос-
новенна с находящимися под напряжением и »раааЮ1Жмяся частями, расположен-
иных внутри оболочки электротехнического изделии, а также от попадания внутр*
оболочси гвсрдых посторонних предметов (табл. П7.1)
Вторая цифра (от 1 до 8) обозначает степень защиты изделия от попадания воды
внутрь его оболочки (табл. ГТ7.2).
Электрические машины выпускаются со степенями зашиты, обозначение кото-
рых приведено в табл. Л 7.3.
Если требуется указать степень зашиты изделия только одно! цифрой условного
обозначения, то пропущенная цифра заменяется буквой "X” например, IPX4,
IP3X
372
ТвВлиав Я7.I. СПпвиж жакты,опдошмыме первой цвф|с* Услоимом
“*?*** Степей* зашиты
О Свешпльлая защип отсутствует
1 Зашит, от проиикновеияя внутрь оболочки большого учистка поверхаюстх
человеческого тела, зааяраамер, руки, а от проивкновемия тверды» тел раз-
мером свыше 50 мм
2 Защип от прояикноасяал внутр*. оболочка палым или аарелмстов длмноа
ие более ВО мм л от проникновения твердых тел размером свыше 12 мм
J Зашип от проникновения внутрь оболочка инструментов, проволоки
к тл. диаметром ала толшажой более 2,5 мм а от ааронвкновсмм твердых
тел размером более 2 Л мм
4 Запит от проникновения внутрь сболопси проволоки а от пронаоиюведяя
твердых тел размером более 10 мм
5 Проникновение внутрь оболочки пыли не предотвращено полностью, одна-
ко пыль не может афоюппть в количестве, достатомюм для нарушения
работы изделия
б Проникновение пыля предотвращено полностью.
Тавлицв П7.2, Стене» заяжты, тирада чиа и второ! кафре! условного
обозначения
Степень зашиты
О Спишальиая защит» отсутствует
1 Защит» от капель воды: капли воды, вертикально падавшие ап оболочку,
не должны оказывать вредного воздействия на изделие
2 Защита от капель воды: капли воды, вертикально падавшие на обслочеу,
не должны оказывать вредного ^оэаеВствмя ап изделие при наклоне его
оболочки ма любо* угол до 15 относительно нормального положении
3 Защита от дождя ВОД» в вале дождя, падаалцая на оболочку под углом до
60е от вертикали, не должна оказывать вредного действия ма изделие
4 Защип от брызг вода, разбрызгиваемая не оболочку в любом направле-
на**, не должна оказывать вредного действия ап изделие.
5 Защита от водяных струй. струя воды, выбрасываемая в любом направле-
нии ап оболочку, не должна оказывать вредного действия не изделие
б Зашип от воли воды: вода при волнении ма должна попадать внутрь обо
почки в количестве, достяточном для поврежлешая надглжя
7 Зашита при потру женки и воду вода ие должка проникать в оболочку
погруженную в воду, при определенных условиях давления и времени в
количестве, достаточом для поврезкдедмя изделия
В Запит ори длительном погружении в воду изделия пригодны для длитель-
ного погружения в воду при условиях, установленных изготовителем
(для некоторых типов изделий допускается проиякиовенве волы внутрь
оболочки, но без нанесения вреда изделию)
373
Тсблшы П7.3. Условное обозмачеиие станки tintui эвастршюсквх махами
Первая Вторая цифра обознжюния 1
имфрвОбо- —————— ,-—.................................. — - I
значения1 01234367
о ipoo ipoi -------
1 НТО IFU IP12 1ПЭ -
2 IP20 1Р21 IP22 IP23 - -
3 - - - ___
4 - - ПМЗ 1Р44 - -
S IPS4 IP55 IP56 IM7 -
1 . См табл. П7.1
2 См. табл. П7.2.
Приложения 8
УСЛОВНОЕ ОБОЗНАЧЕНИЕ СПОСОБОВ ОХЛАЖДЕНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАЙИН
Условное обоэнвчеям способов охлаждеяма электрических машин содержит
иве букам латинского алфавита К" (началынмс буквы слов International Cooling)
и слсдуюивае за ними характерестмкл цепей охлаждения. Каждая характеристика
в свою очередь состоит из буквы латинского алфавита И двух цифр.
Буквы обозначают вид хладагента, используемого в данной цепи воздух А.
водород Н. азот - х фргчы - F. вода - W, датОисид углерода - С. гасло
V керосин К Если в качестве хладагента используются другие, не псрсимеяо-
ванные 13ЭЫ млн жидкости, то в обозначения приводят их полное наммеяоваиж.
В цифровой части обозначения первая цифра условно обозначает устройство
для циркуляции хладагент» (табл. П8Л) вторая способ перемещения хлада-
гента (табл. П8.2)
Если машжа имеет две или более цепи охлаждения, как например обдува*
мыс двигателя исполнения №44 мяк мздхы с замкнутой системой схяаииея«
при наличии охладителей, то в обознавянм указывают характеристики каждой
to цеди, начмая с целя со вторгаым, т л. имеющим более низкую температуру
хладагентом.
В Целях упрощения обозначений допускается дня няяболее рвспрострянсиных
жлем воздушного охлаждения в условном обоэкачопп опускать букву Л. если
прособом переметшая хладагента является самовентилацмя. то в обознячснзш
допусхаятсх сох[жиить только первую цифру, характеризующую устройство цег*
охлаждения, например обозначать »С0 вместо »С01. как при полном обозначении.
Примеры условии* обозначений сястем охлажшния электрических маап»
приведены в пбя. П8.1
374
Тоблччя m. I Условное обозначен» нет цнркулящш хладагента (верная
щафра в условием обозначен» системы охлаждотая)
Шфра кратки хароктеристка ж*
О Хладалэгт свободно подводится из окружающей среды к машвие и сво-
бодно возврашстся в эту Среду - свободная циркуляция
3 Хладагент подводится к маштше или к охладителю не из окружающей
среды, а из другого источника через подводящую трубу или подводящий
канал, а затем удаляется через отводящую трубу или отводящий канал ив
некоторое расстояние от машины - оялаждекше при помощи подводящем
и отводящем труб или каналов
4 Первичный хладагент циркулирует до замкнутой системе и отдает свое
тепло через поверхность корпуса вторичному хладагенту, которым явля-
ется среда, окружающая корпус машины. Поверхность корпуса машины
может бшь гладкой или ребристой для лучшей тешюперсдв» - охлажде-
ние внешней поверхности аюпжмы.
7 Первичный хладагент циркулирует по замкнутой системе и отдает свое
тепло вторичному хладагенту в охладителе, встроенном в машину и яв-
лаюшеаася ее неотъемлемой частью вторнчшм хладагентом не являет-
ся среда, окружающая машину - охлаасдеяж прн помощи встроенного
охладителя, без использования окружаягаюй среды
£ Первичный хладагент циркулирует по замкнутой системе и отдаст свое
тепло вторичному хладагенту в охладителе, являющемся независимым
устройством, установленном Непосредственно ма машине, вторичным
хладагентом не является среда, окружающая машину - охлаждение прн
домощи пристроенного охладителя без использования окружающей среды
Дримеченис В таблице приведены обозначения не всех видов цепей циркуляции
хладагента, наюльзуемых для охлаждения электрических машин
Таблице П8. z Условием обозкамжис ежоеобв неремоцмия хлвдагвкта (вторая
в условном обозначен» системы охжжлиия)
Цифра Способ перемещения хладагента
О За счет разницы температур - свободиад конвекция, вентилирующее
действие ротора машины незначительно
1 Вентилирующим действием ротора или при помощи специального устрой-
ства. расположенного иа валу ротора машин самовеиткляцяя
2 При помоют зависимого встроенного устройства, не смонтированного
непосредственно ма валу аоошы. например внутреннего вентилятора с
зубмто* передачей или ременным приводом
3 При помощи заиисимого пристроенного устройства, установленного непо-
средственно к мните, например вагтидятора, привошмого в действие
электрическим двигателем, полу чающим питание от выводов охлаждаемой
мшмны
375
Продолжение пвл. П8.2
Способ перемещения хладагента
При по но им отдельного устройств*. ие установленного на мииии >w w
висящего от нее. или под давлением системе циркуляция хладагента. на-
пример путем подам» воды из водопроводной сети кип газа под давлен»,
ем при помоцда форсунки
Посредством относительного движения ммшты через хладагент, например
тяговый двигатель, охлаждаемый окружающим воздухом, ила двигатель,
приводящий в движение вентилятор и охлаждаемый основным воздуш-
ным потоком
Гебяиве Л&З. Примеры условных!
Свстема охлаждении
Обозначение
Заившюииая машина с самовектиляцяей вентилятор раса» JCOI
ложей на валу машины
Защивжмнал машина, охлаждаемая пристроенным вентили- 1СОЭ
тором, приводной электродвигатель вентилятора получает
пхтаиве от выводов охлаждаемой машины
Закрытая машина с естественным охлаждением без ввешп» 1С0040
го вентилятора
Закрытая машина с ребристо* или гладко* стамжюй, обду- IC0141
ваемая внешним вентилятором, расположенным на валу
манаты
Закрытая машмеа с подводите* и отводящей трубами, ма- К37
шжз охлаждается вентилятором с праведным электродви-
гателем, ие устамежлемтым на машине
Закрытая машина с воздушным охл»жд«нжем в пристроен- ICW37A8I
иым водяным охладителем; циркуляция воды в охладителе
осупжствляется отдельным насосом или от водопроводам#
сети
Закрытая машина, имаопмя обмотку статора с иевосредст- JC67 обмотка
венным нодогым охлаждением, обмотка роторе охлажда- статора (Wt7)
ется водородом; цирку линия воды и обмотка статора осу- ротор Н71
нветвляется отделы» ым масосом иди от водопроводзю* Се-
ти, к машина пристроен воздуюных охладитель
•См.тябд.ПД.1 П8.2
слисок литературы
I Аветисе Д А. Основы автоматвэировааиого проектировали» электромеха-
нических преобразователе* Учеб пособие для иуэо» М Высшая школа. 1968
271 с.
2. Лая кт на Ml В, Рабмкжяч А. А. Кракове-металлу ргическве а экскаваторные
двигатели постоянного тока Спревочижк М Эиергоатомиэлят 1985 165 с.
3. Активов М. В, Гярвсмиова Л. С Технологи» производства электрических
налам М Энергоиздат 1982 512 с.
4. AcanpomiMe двигатели общего назначения/ Е П. Бойко. Ю. В. Гамиде в.
Ю. М. КовалЛ к др . Под ред В. М Петрова и А 3- JQmbxmk» М Энергия 1980.
488 с.
5 Асвмхроивы двигатели сера» 4А Справочник/ А. Э. Кравчмк. М М Шлиф.
В- И. Афонин Е А Соболевская М. Эисргомздат. 1982 5(И с
В. Бяряигг^н Л. М. Изоляция электрических налам общего иажачехия М.
Эмргоивжг 1981 376 с.
7 Бсгороджккий Н. П, Пасыажоа В- В_ Тарам Б. М. Энектротехничесми ма-
териалы Учебник для вузов - 7-е изд., оерераб. а доо Л Эиергожтомквдат
1985 304 с
8 - Боржхяко А. Н, Костжов О. Н.. Яковлеа А. Н. Охлаждение промьашма-
иых электрических налам М Эиергоятомнэдат 1983 296 с
9 - Глебов Н. A^ Дмавлевмч Я. Б. Научные основы проектирования rypBoiwe-
ряторов Л Наука 1986 184 с
10 ГолыБфг О. Д, Гурам Я- С, Свфдмишо Н- С Проектирование электри-
ческих машин Учебник для ау*о*; Под ред. О Д. Голшберга. М Высшая шко-
ля, 1984 434 с.
11 Гурин Я. С, Куямаов Б. И. Проектирование серий электрических машин
М. Энергия, 1978.480 с
12 Нияиов-Смоятский А. В. Электрические машины. М Энергия, 1980.928 с.
13 . Комввииаия В. А^ Ковыяоа И. П. Развхгне Теории а коиструкдяи машмв
постоянного тока. П. Наука, 1985 147 с
14 Кокыяов И. П. Зяектрачссаом машины Учебник для вузов. М Эиерго-
ятомхшат, 1986 360с
15 Коыыяов И. П. Мятемятнческое модсшроввкия впектрмчсских нянвш
Учвбашх дяя вузов М Высшая школа. 1987 268 с
16 Котеляйсц Н. «Ч Кузимаоя Н. Л. Ислытаавя и надсжвостъ электраческих
вмшии Учеб пособие для вузов М Высшая школа, 1988 232 с.
17 Курбвсо* А- С- Село* В. 3L, Сорш Л. Н. Проектирование тяговых электро-
двнгятелей Учеб пособие для вузов/ Под рсд. А. С. Курбасова. М Транспорт
1987 536 с.
18 Лоаухмы Е. М, Смманукоа Г. А. Проектирование асаяхроввых микро-
двигателе* с пряменсягввм ЭВМ М Высшая школа 1980 359 с
19 Морозов А. Г. Расчет впектрическнх нашла постоянного тока. М. Ваасшяя
школа, 1977 264 с
20 . Патной Н. В- Обмоточные провода М. Энер гонтом юлят 1983 350 с.
377
21 Проектдровашм эвектрмчасхих машин Учеб пособие дла вузов/ ИЛ]
пылов Ф. А- Горжиж». Б К. Клоков и др Падре*. И. П. Копылова М Эекргв.
1М0-496С.
22 . Сергее» П. С, Ваиотрадов Н. В, Горииаов Ф А. Проектирование алектш.
чвских машин М Энергии, 1969 632 с.
23 по электрическим машинам. В 2-х т/ Под об®, ре*- И.П (Со
Еылова и Б К Клокова Эяергоатомизддт Т I 1968 456 с. Т 2 1989 688 с
24 Тфми А- А Аатоматнмфованное просггпфоваипе электрических мапща
М Энергоатомизджт 198 3 255 с.
25 Хруще* В. В. ^тектрмесиве манаты систем автоматики Ужзбаавс дл» ву
ж* - ?-е изд., перераб и доп Л. Эяергоатомиздп. 1985 368 с.
26 ХуторедкМ1 Г М, Токов М. И, Толвавскаи Е. В. Проектирование Турбо
гкзерата-ров. Л. Энсргоатомкзджт 1987 256 с.
27 Kiuui Н. Ф. Теплообммт в электрических мшшеах Л. Эмергаатом-
кадаг 1986 256 с
28 - ЭмктротаиивааскМ спраао<вшк Т 2/ Под обшсЯ ре*- профессоров МЭИ
(гл ред. И. Н Орлов) - 7-е изд., испр и дол М Эмергоатомищат 1986 712 с.
29 Автоматимщоваквое проектпроааиж электрических кил» Учеб, пособие
дла вузов/ Ю. Б Бородулин В. С Мосте8кис, Г В Псооа, В П. Шишкин Под
ред. Ю. Б Бородушт М Вмешан школа, 1989 280 с.
30 . Орям Н. И, Масков С М. Системы мае***- > проехтмроваша
эяектромехаиических устройств Учеб, пособие дла вуэов М Эиергоатоммэдат
1989 296 с
31 Уиифштроваима сари» аавироииых двигателей Иипрэяектро/ В И Ра
дла. Й Лоилв> В. Д Ртискквод и др , Под ред. В. И Рждим. М Эвн.ргоа1отзди
1990 416 с.
32 . Токаре* Б.Ф. Эяектроиные мишмы: УжЛ. пособие *ха вузов. М. Эшрго-
итомиздат, 199& 624 с.
Прашмтмнй уклитаг-.
Автоматизированное рабочее место
£да|структорв 309
Аятом» чертежный 309
Активная диияа коллектора 175
Активное еопротивленпс демпфер"**
(кусковой) обмотки 72
компелсациоиной обмотки 160
---обметки воэбуждот» машюеы по-
стоянного гока 171 ф
возбуждения синхро""** маши-
ны 69
статора ста хромой мири 54
_ - якоря машшеы постоянное то-
ка w ,,,
- тбштжруюия обмотки 172
Бандажи якоря 163. 283
Бандажные кояыи обмотки стато-
ра 226
Банк данных 312
Валы электрических машм) 231
Векторная дмграмаа «нхреепк* ма-
Витки обмотки возбуждения маппМы
постоянаого ток» 171
- - синхронной машины 66
_ якоря амиямы ихгтожшого то-
ка 142 — ак
фазы статора стичхронией манимы 36
Возбудительное устройство омхрои-
иой МИШЖ1Ы 59
Воздушный зазор мшпжм постоянного
тока 151
синхронной манты 37
Выбор марки теток 17$
Г паяные полюсы ывшм< яостоженого
тока 164, 169. 252
Главные размеры ааашж постоянного
тока 137
- синхронных мили 18
д
Дгмпферпая (пусковая) обмотка ежих-
ровной ммпм<ы 42
Диаметр статора сихроиш* маши-
ны 18, 21
— якоря ммшжы постоянного тока иг
Добявотиьм полюсы машины постоян-
ного тока 175, 253
3
Зубцовое деление ctxtojm ошхронной
машины 26
_ - якоря манимы постоянного то-
ка 141
Изоляция обмоток возбуждения «н-
кронной машины 62-64
- главных полкиЛй 125
________дрбавопых noJWOCOB 125
компенсационных 156
- статора стихроимых мишж 32
Индуктивное сопротивление обмоток
ешхротк* маипмы 54,69
Индукция в воадушном зазоре маш»
вы постоянного тока 137. 151
____ синхронной ммимеы 23
К
Кланы! пазовые 286
Коллекторы с креплением пластин шь
вяиными конусными фланцами 291
конструкцией!»* пяастмао-
сой 295
Контактные колы» 298
379
Kohioj валов 232
Коэффиниеит воздушного аамра 46.
163
- запаса воабу жоммя аеихрониых мв-
шж 69
- мполгатя маги игоорсжо доя сталью
34.41
- гаи 35
- магнитной проводимости расселяли
статоре 35
- обмотоотый 37
— падвжого деЯстмя шшж постояв-
«того тога 138
синхронных мипш 77
формы поля c*i храни ей мшжы 43
Критическая частота ирадимня 238
Л
ЛосЛии магруака машш постоянного
тога 140, 143
синхронных машин 23
Лобовые части обмоткн «коря мшшы
постоянного тога (длина) 130
-------смхроиноа ншжы 54
Магнитная пеаь ышжи постоянного
ток» 160
синхронной жижи 44
Магнитное налржжжне воэдуиямго за-
зора 46.165
- - стальных чвстей 46,165
Магнитодвижущая смл» обмотки воь
бумажна мыли постоянного тога
168
- сжххрсниых кашш 75
Масса активных материалов <жхрои-
иыхмашш 75
Мощность расчетная 1^138
- иоммылыая 19,136
Н
Норымшхя харжгпрястнка холостого
хода 51
О
Обмотки ноэбуждшга шшжм посто-
шиоготога 169
- ост тройных машш 59
- демпферные (пусковые) 42
компенсационные 152
- якоря машш постоянного тока 141
- - аыхроииых машаи 25
Обеспечение программка 305
лиигиистичесхое 305
- методлчосхое 305
- органямшкжное 305
Обод (остов) ротора синхронной а^
шмы 41
Операджжиая система 310
Отношение короткого замыханяя 84
П
Паэ статора синхронной чмач» 31
якоря машины постоянного тога 141
Палыш траверсы 302
Пакет прикладных программ 320
Параллельные ветви обмотки якоря 26
Параметры омхроняых машии 69
Перепад температуры В изоляции дам
34
Плотность тока в обмотке воэбуаде-
ккя машины постоянного тока 171
------------- синхронное машины 66
- - в обмотке статора синхронной
машины 31
---------ихора кашам постоянного
тога 143
Подшипники качения 244
- скольжения 248
Подщжиоосоиые щиты 243
Постоимте времени синхронных Ma-
nual 73
Потери в машинах постоянного тога
в синхронных вышинах 77
Пусковые характеристики омхрожио-
го двигателя 84
Расгюрки межполаосмые 262
Расчет двигателя (пример) постоянно-
го тога 194
---синхронною 86
Расчет дискового ротора емхроиноа
машм1ы 271
- ротора <лнхропно4 мншжы в виде
магнитного колеса 273
(васхаиическМ) маптитопроводов
роторов асинхронных двжгитеде* и
якореМ машш 278
бандажей и клкиыт роторов 283
380
шж 315
Спнжы эмктричесхях жиж 228
Статическая перетру яйЖмостк стие крон-
ных машвв 82
Температурив* перепад вГ»оЛЯ1в« 34
Тепловой рвсчет мши» постоянного
Термжал 307
Треверс 302
У
Угловые характеристика спмротшх
мани» 81
Ударный ток короткого ммыхания
сжхронных машп 83
X
Характеристика намапшчиваиия инн»
мы постоянного тока 169
холостого хода симхронной —
иы 51
Характсрнстккя рабсяак двигателей
постоянного тока 183
---спхронных двигателей 82
— - ов«хр<жимх генераторов 80
Мкала акдоосте* анхртиых генера-
торе» 6
---спахрсмныхжвнгттелей 4
Щетки 301
Меткодержвтвш 301
Щты подшжикковис 243
кжастршвмж! авв СВЖВ реактивная
173
Электромагнатныс натру »<и машп оо-
стояввого тока 140
ОГЛАВЛЕНИЕ
Глллл Оеяятея. Проектировая™сквошамвш . . .............
9 1 Общие сведении
9 2 Конструкция серийных синхронных мипш общего назначения
9 3 Систем» отиоезптлыгых единнд.
9 4 Задание на проектирование . .
9-5 Выбор главных размеров
9.6 Обмотка зубцовая эона статора
97 Сегмогпфовка статора.
9.8 Лазы, обмотка армо статора
а) Размеры пазов статор*
б) Обметка статора
9 9 Воздуцжыя зазор и полюсы ротор*
9 10. Расчет Демпферной (пусковой) обмотки
9.11 Расчет магкитноИ цепи
9.12 Отфелелелие НДС реакции якоря
9.13 Параметры обмотки статор* для установившегося режим* работы
9.14 Офеделеяие МДС обмотки возбуждении при нагрузке. Вектор
ныо диаграммы
9.15 Вычет обмотки возбуждения
9 16 Параметры и постоянные времени
9.17 Масса активных материалов
9.18 - Потери я КПД
9.19 Тепловой расчет обмотки статора для установившегося режима
работы
9.20 . Характеристики стмхроикых машин
•) Основные характеристики
б) Токи короткого замыкания.
в) Пусковые характеристики.
Пример расчета трех фазного ошхроиаого двигателя
Кеитролыгые вопросы
Глвявдклпя. Проетгпфоманва машин аостожвого тою..................
10. 1 Серки машин постоянного тока
10. 2 Задание м* проектирование мшасны постоянного тона
10. 3 Выбор главных размеров
10-4 Расчет обмотки и пазов якоря
10.5 Расчет воздушного зазора под пивными полюсами Компенса-
ционная обмотка
10.6 . Расчет магкитиой цепа
10.7 Расчет обмотки возбуждения
10-8. Расчет коммутации
109 Расчет доб*во«шх оояюсоа
10.10 Потери КПД. Рабочие характеристики
10.11 Особенности теплового я вентиляционного расчетов мылив
постоянного тока
Пример расчета двигателя постоянного тока
382
Заключение 220
Контрольные вопросы 221
ГлвшоЛиичЛцтя Эаааешты конструтсжв ими а—чвскле расчеты. .221
111 Млгиитопроаод статор*
11 2. Статны
11 З.Валы
11 4. Псщтшшякж Поддвааижковые патты
11-$ Полосы
11 6. Механический расчет магнмтооровода ротор* ашроаю! машмты
•) Расчет дискового ротор*
в) Расчет ротора в ваде магяипаого колеса
117 Роторы асинхронных двигателе! и якоря маш» постоянного ток*
а) Механический расчет мапвиолровода
в) Расчет бжоажей и клиньев
11 8 Коллекторы
а) Лехаиачесжа* расчет коллектор* с нажимными коиусмыми
фланцам!
б) Механический расчет коллектора на властных*
119 Контактные кольца
11 10. ТокосьемятЛ аппарат
Контроль* ьн вопросы
iSSSSSSSSES saaSs §55 sSSS £
чвежих валами
Контрольные вонросы
Приложение 1 Кривые наьмгммчиваяш стаде!
Приложение 2 Кривые мамаппгмвання иля аубимых зон с учетом ответвле-
на! потока а пазы
Прмложвиве 3. Обмото»ые провода, ленты и шипы
Приложение 4. Пегих нал злектрических маш»
Приложение 5 Подшипники качения
Приложение 6. Икала мощностей, высоты осей вращения в успново<впае
размеры электрических маш»
Приложен* 7. Условно* обозначение исоожешя электрических маш»
во стелена защиты . . .................. - 372
Приложен» Я Условное обозначения способов охлаждения зжхтрнчес-
клх аош» .................................... 374
Оисок иатературы 377
Предметный укамте». . .......................................... 379
Учебвое издание
Ковмжа Игорь Петрович
Клоков Борте Коиспипшовяч
Мкивжа Виктор Павлович
Токарев Борис Федорович
ПГОЕКТНРЮВАНИЕ ЭЛЕКТННЕСКИХ МАШШ
Книга 2
Эм ремкцвейМ П. Соколове
Ликтор И Ф. Милпиияа
Хгиожвстаеииые редакторы Л А Белоус. В. А ГЬяек-Хояек
Технические редакторы ИМ. Брудшя, ALA. Квмониди
Корректор G& Мвлышерт
№№2«Н
Набор матывмк мадвтеяъетто. Подпи ло а М1Ь с гцчгшташигвта
•ортаг «ОаМЛ*. Вумага офсетная. Печать ефсетиая. Уся.печ.л.24Д Усл. kjvott. X».
Уч.тоа.п.М,П ПфШ 5000 во. Зшсаа IP954, С041.
*Мчггпа|01И1ым1, 113114, Москва. М-114, Шяооомя маб^ 10.
Отпачатамо а Моексаско* т»чдарафы* IP4 Ммметчрстаа печати
сийашА