книги из ГПНТБ / Ермолин Н.П. Расчет коллекторных машин малой мощности

35.Магнитные потери на гистерезис и вихревые токи

встали станины, полюсов и якоря двигателя

Потери в стали станины

Bcl — PclBcl^cl> Вт’

потери в стали полюсов

Р„ = Р .А Ч . Вт(;

потери в стали сердечника якоря

Рс2— Рс2Вс2^с2> ВТ’

потери в стали зубцов

Р з2 = Рз2В з2°з2< В Т -

Полные магнитные потери в стали двигателя при работе его от сети переменного тока,

S Bc = Bci + Bn + -Pc2+ P 32. Вт-

В этих формулах Gcl, Gn, Gc2 и G32 берутся из позиции 34 дан­ ной главы; Вз2 — согласно позиции 39; Вс2 — из позиции 40; Вп — из позиции 41; Вс1 — по позиции 42 гл. 1.

Удельные потери в стали, Вт/кг

р=>”2'Ш+2’5р(юо)’; p“=2e(Ä)+2’5p(™)s; р-=‘'6г(ш)+зр(4 Г'

при этом /у берется по заданию, / 2 — из позиции 7 данной главы; е и р — из табл. 1.4 гл. 1.

При работе двигателя от сети постоянного тока потери в стали имеют место только в сердечнике и зубцах якоря при другом зна­ чении поля.

Потери в обмотках якоря и возбуждения универсального дви­ гателя вычисляются согласно позиции 60 гл. 1 отдельно для работы от сети переменного и сети постоянного тока.

36.К. п. д. универсального коллекторного двигателя

Для универсального коллекторного двигателя вычисляются два коэффициента полезного действия — при работе его от сети переменного и постоянного тока.

190

К. п. д. этого двигателя будет:

при работе от сети переменного тока

и прі2cos Ф— . J00 ■

^пр^2^OS Ф

при работе от сети постоянного тока

где t/np и Unc берутся по заданию; / 2 — из позиции 2 ; cos ср — из

позиции 23; / 2 — из позиции 24 данной главы; У,Р и УіР — из позиции 64 гл. 1.

ГЛАВА ВОСЬМАЯ

ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОЛЛЕКТОРНЫХ МАШИН МАЛОЙ МОЩНОСТИ

8-1. ОБЩИЕ ЗАМЕЧАНИЯ

Все потери энергии в рассмотренных выше коллекторных ма­ шинах малой мощности независимо от их вида превращаются

втепло, которое нагревает отдельные части машины и рассеивается

споверхности ее в окружающую среду. По мере повышения тем­ пературы машины постепенно возрастает и теплоотдача поверхно­ сти ее. При определенном установившемся значении превышения температуры машины над температурой окружающей среды все тепло, возникающее в ней, полностью рассеивается с ее поверхно­ сти в эту среду. Температура машины является важнейшим фак­ тором, ограничивающим мощность ее при данных[размерах и роде изоляции обмоток.

^Как известно, дредельная допустимая температура нагрева ма­ шины определяется нормами в зависимости от класса изоляции об­ моток. В обычных машинах общего применения употребляется изо­ ляция класса Е, которая представляет собой некоторые синтети­ ческие органические материалы (изоляция эмаль-проводов; сло­

истые пластики на основе; целлюлозных бумаг и тканей и др.). В этих машинах для данного класса изоляции допускаемый предел превышения температуры по ГОСТ 183—66 составляет 75° С. Од­ нако ввиду того, что срок службы малых электродвигателей и ге­ нераторов постоянного тока специального назначения в ряде слу­ чаев измеряется только несколькими сотнями часов, то в этих слу­ чаях для них специальными нормами устанавливаются более вы­ сокие пределы допускаемых превышений температуры.

Так как точный учет всех факторов и условий теплоотдачи с по­ верхности нагретых частей машин малой мощности в окружающую среду затруднителен, то расчет превышения температуры их над окружающей средой может быть произведен только приближенно.

191

8-2. ПРЕВЫШЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ЯКОРЯ

Удельные потери в обмотке, стали якоря и трения его о воздух на 1 см длины одного паза соответственно выражаются:

где / 2 — ток якоря машины, А; /0 — длина пакета якоря, см; z2 —

2 Р с — потери в стали якоря, Вт; Рт. D— потери на трение якоря о воздух, Вт.

Среднее превышение температуры обмотки якоря над темпера­ турой окружающей среды Дф2.

Так как все тепло, выделяющееся в обмотке якоря, передается через пазовую изоляцию стали якоря, то суммарные удельные по­

Среднее превышение температуры обмотки якоря над темпера­ турой окружающей среды при установившемся режиме будет

ааРъ2

где &з2 — ширина вершины зубца якоря, см; аа = а • (1 + 0,1 п2] —

результирующий коэффициент теплоотдачи наружной поверхности якоря. В машинах постоянного тока по опытным данным при нор­ мальном давлении воздуха 0,101 МН/м2 (760 мм рт. ст.) этот коэф­ фициент в среднем >имеет следующие значения:

при закрытом наполнении а' = 0,0016 -г-0,0020 Вт/(см2-град);

при защищенном исполнении с вентилятором

а +<хв0 = 0,0036 -г- 0,0044 Вт/(см2-град),

и2 — окружная^скорость вращения якоря, м/с; %’ — коэффициент теплопроводности междувитковой изоляции*проводов в пазу и па­ зовой изоляции, который в рассматриваемых машинах малой мощ­ ности можно в среднем принять равным 0,0013^-0,0014Вт/(см-град); Я '— периметр паза, см (рис. 1.10); ß = ßt + ß2 — общая толщйна изоляции от меди до стенки паза, см; ßx— толщина пазовой изоляции плюс изоляция одной стороны проводника, см; ß2— экви­ валентная междувитковая изоляция проводников в пазу, см; для круглых проводников составляет:

192

при этом та — число изолированных проводников в ряду по сред­

в обмотке якоря аум2 и превышения температуры его производится

где ѵк — окружная скорость коллектора, м/с; коэффициент тепло­ отдачи поверхности коллектора а к = 0,004 -н- 0,008 Вт/(см2-град).

В двухколлекторной машине расчет превышения температуры производится для каждого коллектора в отдельности.

8-4. ПРЕВЫШЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ

Потери в одной катушке обмотки возбуждения

где Рм_в — потери в обмотке возбуждения, Вт.

S2 Ä ;2^(Ьп+ /„ 4- 2бк) öK+ 2/пбк

193

— поверхность соприкосновения катушки с внутренней поверхно­ стью станины и полюсного наконечника, см2;

S3 ~ 2 ( b n-b2ßi;) бк

Si ~ 2 (6П+ /п) Ігк

— поверхность соприкосновения катушки с сердечником полюса, см2; здесь Ьп и /п — ширина и длина сердечника полюса, см; 6К и 1гк —

ширина и высота катушки в соответствии с ее конструкцией, см.

СРЕДНЕЕ ПРЕВЫШЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ НАД ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДОЙ ПРИ СТАНИНЕ С ОТЪЕМНЫМИ ПОЛЮСАМИ (Рис. 1.13, а)

Так как все тепло, выделяющееся в катушке возбуждения в виде потерь дом. в, частью снимается воздухом непосредственно с поверх­ ностей катушки и 5 2, а частью передается через поверхности Sз и 5 4 стали сердечника полюса и станины и затем снимается воз­

при этом коэффициенты теплоотдачи наружной поверхности ка­ тушки и внутренней поверхности станины, Вт/(см2-град):

при закрытом исполнении машины

а0= 0,0007^0,0008;

а'с = 0,0004-^0,0005;

при защищенном исполнении машины с вентилятором

ос’ = 0,0014 -н 0,0016;

сс; = 0,0008^-0,0010;

194

а" = 0,0008 н- 0,0010 — коэффициент теплоотдачи наружной по­

верхности станины; А,х, Я2, К3, \ — коэффициенты теплопроводно­ сти междувитковой и наружной изоляции соответствующей поверх­ ности катушки, которые в среднем могут быть приняты в пределах: X' = 0,0008-н 0,0009 Вт/(см-град);

ляции между медыо и соответствующей поверхностью катушки воз­ буждения, соприкасающейся с охлаждающим воздухом или сталью станины, сердечника и наконечника полюса, см;

т

dв. и

— число витков в слое по ширине и высоте катушки соответственно; /ес вычисляется согласно § 8-2, /с — длина станины, см; D x и Dal— внутренний и наружный диаметры станины, см.

СРЕДНЕЕ ПРЕВЫШ ЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ОБМОТКИ ВОЗ­ БУЖДЕНИЯ НАД ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДОЙ ПРИ ШИХТОВАННОЙ СТАНИНЕ (Рис. 1.13,6)

В этом случае периметр катушки возбуждения больше, чем

в рассмотренном случае, и поэтому поверхности ее в соответствии

сзамечанием в позиции 50 гл. 1, будут определяться следующими приближенными соотношениями, см2:

S i~ (Ьо+ Ьп+ 2^п) ^к>

где Ь0 — расчетная длина полюсной дуги, см.

Кроме того, вследствие значительной воздушной прослойки ме­ жду поверхностью сердечника полюса и внутренней поверхностью катушки Si из-за неплотного прилегания ее к сердечнику, коэффи­ циент теплопроводности Хл от меди к стали сердечника через эту

195

поверхность будет значительно меньше, чем через другие. Этот ко­ эффициент в среднем можно принять:

^ 4= 0,0002-г-0,0003 Вт/(см-град).

Величина ß4 должна учитывать также и толщину слоя воздуха между указанными поверхностями сердечника и катушки.

Для универсальных коллекторных электродвигателей расчет превышений температуры якоря, коллектора и обмотки возбужде­ ния над температурой окружающей среды обычно производится при работе его от сети переменного тока, так как в этом случае по­ тери в якоре и на коллекторе больше. При расчете превышения температуры обмотки возбуждения в данном двигателе необходимо

Р 1 р

учитывать потери в стали станины и полюсов: ajcl = —— — - , кои-

2 р

струкцию катушек возбуждения для случая шихтованной станины и закрытие катушки переменного тока дополнительной катушкой постоянного тока. Так как поверхность S ± первой катушки закрыта дополнительной катушкой, то теплоотдача ее в этом направлении практически отсутствует, поэтому в коэффициенте В нужно поло­ жить Я-! — 0 .

Тогда превышение температуры обмотки возбуждения перемен­ ного тока в универсальном коллекторном электродвигателе будет:

a cS c + a cS c ’

при этом под Sc и S c понимаются площади внутренней и наружной поверхностей корпуса, определяемые как и выше.

8-5. УПРОЩЕННЫЙ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОЛЛЕКТОРНЫХ МАШИН

В целях сокращения объема вычислительной работы при тепло­ вом расчете малых машин постоянного тока можно в приближен­ ных расчетах ограничиться упрощенным методом теплового рас­ чета. В этом случае средние превышения температур якоря, кол­ лектора и обмотки возбуждения машины над температурой окру­ жающей среды определяются по следующим приближенным форму­ лам.

1. Превышение температуры якоря

Полные потери в активном слое якоря

196

I

ПРИЛОЖЕНИЕ I

Размеры круглых медных обмоточных проводов

по ГОСТ 2773—51, ГОСТ 6324—52, ГОСТ 7262—54, ГОСТ 7019—60, МРТУ 2—43—12—61 и МИО 003—63

Диаметр провода с изоляцией, мм

198

Продолжение приложения 1

Диаметр провода с изоляцией, мм

ПРИЛОЖЕНИЕ II

Лакоткань электроизоляционная по ГОСТ 2214— 60

Марки лакоткани

Х л о п ч а т о б у м а ж н а я :

ЛХ1 — нормальная, с повышенными диэлектрическими свойствами. ЛХ2 — нормальная.

ЛХМ — маслостойкая. ЛХС — специальная.

199