Lк

8…10 мм

Примечание – Размеры Lк и Dк – в метрах.

Достаточность Lк для отвода тепловыделений от сил трения щеток о коллектор оценивают в режиме испытательной частоты вращения якоря по величине удельных потерь на поверхности коллектора pк уд, кВт/м2

пластинами, м. Dиз =(0,8…1,2)10-3 м.

Из опыта проектирования установлено, что для надежной работы кол-

39

7 Расчет компенсационной обмотки

Вопросы теории работы компенсационной обмотки изложены в[5, § 4– 1, 6–7] и [6, § 2.5, 2.6]. Методика расчета изложена в [1, глава 9], [2, §11–7] и [3,

глава 20].

В данном разделе устанавливаются геометрические размеры зубцового слоя полюсного наконечника, параметры компенсационной обмотки и производится расчет заполнения паза компенсационной обмотки. Исходными данными выступают найденные ранее значения коэффициента полюсного перекрытия и параметры обмотки якоря.

При расчете должны быть выполнены ограничения:

-по геометрическому вписыванию и рациональности исполнения зубцового слоя компенсационной обмотки;

-по магнитному насыщению зубцов наконечника главных полюсов и их механической прочности;

-по тепловому нагреву проводников компенсационной обмотки.

Как известно, компенсационная обмотка не является обязательным элементом в конструкции электрических машин и применяется для улучшения их технических и надежностных характеристик. До появления ЭПС переменного тока тяговые двигатели выполнялись без компенсационной обмотки, поскольку считалось, что дополнительная обмотка увеличит расходы на конструкционные материалы, снизит технологичность изготовления и ремонта тяговых двигателей, станет источником повышенных отказов в эксплуатации. Однако рост мощности локомотивов, высокий уровень питающих напряжений и повышенные требования к уровню регулируемости тяговых двигателей привели к значительному усложнению условий их работы по потенциальным и коммутационным условиям, вследствие чего участились случаи перебросов и круговых огней по коллектору.

Проведенные исследования показали, что для снижения склонности тяговых двигателей к круговым огням наиболее эффективным средством является введение в структуру двигателей компенсационной обмотки. За счет создания магнитного потока, встречного поперечному полю якоря, компенсационная обмотка позволяет снизить максимальные межламельные напряжения в стационарных режимах на (20…30) % и на (40…50) % в неустановившихся. Компенсируя большую часть МДС поперечной реакции якоря, компенсационная обмотка благоприятно сказывается и на условиях коммутации, упрощает конструкцию добавочных полюсов, снижая число витков и потоки рассеивания их обмоток. За счет эффективного снижения воздействия поперечной реакции якоря использование компенсационной обмотки позволяет уменьшать величину воздушного зазора под главными полюсами, что сокращает число витков и на главных полюсах. В результате общий расход меди по машине оказывается даже меньше, чем в некомпенсированных двигателях.

В то же время нельзя отрицать тот факт, что дополнительная обмотка усложняет конструкцию машины, требует пространства для своего размещения и

40

на (15…20) % повышает трудоемкость изготовления и ремонта тяговых электродвигателей. С учетом такой неоднозначности оценок в настоящее время признается целесообразным использование компенсационной обмотки прежде всего в электровозных двигателях большой мощности, которые более нагружены в потенциальном и коммутационном отношениях. Этому способствуют и большие габариты таких двигателей, что обеспечивает достаточное пространство для размещения катушек компенсационной обмотки и их межкатушечных соединений.

В тяговых двигателях малой и средней мощности, диаметр якорей которых не превышает 560 мм, использование компенсационной обмотки сдерживается технологическими трудностями ее геометрического вписывания в малые размеры полюсных наконечников и межполюсного пространства. В таких двигателях для снижения воздействия поперечной реакции якоря вместо компенсационной обмотки применяют расходящиеся воздушные зазоры под главными полюсами.

Ток в тяговых двигателях, как правило, не превышает 1000 А, поэтому компенсационную обмотку, имеющую последовательно-встречное соединение с якорной, выполняют без параллельных ветвей. В этом случае ток в проводниках компенсационной обмотки по величине такой же, что и ток якоря

Исходя из принципа работы компенсационной обмотки, ее МДС должна быть по знаку противоположной, а по величине равной МДС поперечной реакции якоря в пределах полюсной дуги

Однако из-за целого ряда ограничений на конструкцию зубцового слоя компенсационной обмотки и ее дискретного распределения по пазам главного полюса абсолютно точного равенства указанных МДС достичь не удается не только в пространственном распределении, но и в средних значениях. Поэтому в расчете потребного числа витков компенсационной обмотки вводитсякоэффициент степени компенсацииnко, количественно оценивающий неравенство этих двух МДС. Считается, что применение компенсационной обмотки неэффективно при расхождениях в значениях МДС более 15 %. Поэтому для коэффициента степени компенсации nко можно рекомендовать диапазон значений

Очевидно, что необходимо стремиться к степени компенсацииnко = 1, однако это не всегда достижимо, хотя бы потому, что число витков компенсационной обмотки приходится округлять до целого значения. Кроме того, витки

41

компенсационной обмотки должны равномерно распределиться по пазам главного полюса, на число которых Zко наложен целый ряд ограничений.

Так, при малом числе Zко растет число проводников в каждом пазу, что может вызвать их перегрев. Поэтому необходимо ограничивать объем тока в пазу компенсационной обмотки пределом(1800…2000) А. Отсюда максимально возможное число проводников в пазу Nz ко

С учетом этого ограничения может быть намечено число пазов компенсационной обмотки в главном полюсе Zко

Как видно из выражения (7.6), чтобы число Zко оказалось целым, приходится подбирать и взаимно увязывать значенияNz ко и Wко из диапазонов их допустимых значений.

При выборе числа Zко следует также помнить, что нежелательным является выбор чрезмерно большого количества пазов, поскольку возрастает трудоемкость изготовления катушек компенсационной обмотки, повышается расход изоляционных материалов и снижается толщина зубцов. Это может стать причиной их магнитного насыщения, снижения механической прочности и роста добавочных потерь мощности в полюсном наконечнике. Поэтому одним из критериев, ограничивающих максимальное числоZко, выступает допустимая индукция в расчетном сечении зубцов компенсационной обмотки

Точная проверка данного ограничения может быть выполнена только после завершения всего расчета геометрических размеров зубцового слоя -по люса. Поэтому в предварительном выборе числа пазов компенсационной -об мотки следует ориентироваться на обычный диапазонZко, характерный для реальных конструкций тяговых электродвигателей

Отличительной особенностью конструкции компенсационных обмоток отечественных тяговых двигателей является их «катушечное» исполнение. При таком способе изготовления сборка и изолировка компенсационной обмотки производится на специализированном участке в виде полностью подготовленной для укладки в двигатель катушки. При этом значительно упрощается технология изготовления и сборки машины.

Однако такой способ изготовления предъявляет ряд требований в отношении конструктивного исполнения главных полюсов: одновременная закладка проводников компенсационной обмотки в пазы главного полюса возможна только при условии их параллельного расположения относительно друг друга. Поэтому пазы в наконечнике главных полюсов компенсированных машин вы-

42

штамповываются не радиально, как в якоре, а параллельным образом (рисунок

7.1).

Кроме того, кольцевой характер протекания тока в катушках компенсационных обмоток исключает возможность их закладки в один полюс. Каждую катушку монтируют таким образом, чтобы одна ее часть с требуемым направлением тока располагалась в наконечнике полюса одной полярности, а другая, с противоположным направлением тока, попала бы в пазы полюса другой полярности. Поэтому в каждом полюсе располагаются части сразу двух катушек компенсационной обмотки, что, в свою очередь, накладывает требование четности числа пазов Zко на один полюс

Наконец, при проектировании учитывают, что из-за одновременной зубчатости поверхности якоря и наконечника главных полюсов при вращении якоря возникает явление продольной пульсации основного магнитного потока, которое вызывает не только дополнительные потери мощности в виде вихревых токов, но и повышенную вибрацию машины. Для снижения амплитуды этих

пульсаций шаг по пазам на поверхности якоря должен отличаться от шага по пазам компенсационной обмотки не менее, чем на 10 %, что приводит к еще одному ограничительному условию на число пазов компенсационной обмотки

Таким образом, окончательный выбор числа витков Wко, удовлетворяющего выражению (7.4), должен производиться в увязке с подбором чисел Nz ко и Zко из условия одновременного выполнения ограничений (7.5) – (7.10).

Приведя в требуемое соответствие числа Wко , Zко и Nz ко , можно переходить к расчету геометрии зубцового слоя главных полюсов.

Для этого сначала намечают сечение проводников компенсационной обмотки, задавшись плотностью токаjко. В предварительном расчете можно ориентироваться на значение плотности тока, близкое к принятому для проводников якоря.

В то же время считается, что компенсационная обмотка работает в более легких условиях, поэтому при трудностях ее геометрического вписывания допускается повышать плотность тока в ее проводниках по сравнению с проводниками якоря до 30 %. Однако следует помнить, что для обеспечения долговечности работы медных проводников плотность тока в них также как и в якорных проводниках не должна превышать jко£ (7…8) А/мм2.

По известной плотности тока рассчитывается площадь поперечного се-

Полученное значение площади поперечного сечения дает возможность наметить высоту hпр ко и ширину bпр ко проводников компенсационной обмотки в

43

соответствии с установленными ГОСТ434-78 стандартными размерами электротехнической меди (приложение А).

Как и при расчете якорной обмотки, оптимальное соотношение высоты и ширины проводников заранее установить невозможно, и в реальном проектировании оно выявляется путем сравнительного анализа нескольких вариантов расчета. Так, избыточная ширина проводников ведет к сужению зубцов, что вызывает в них рост магнитной индукции, дополнительный нагрев и снижение механической прочности. С другой стороны, рост высоты пазов зубцового слоя

полюса усложняет геометрическое вписывание всего двигателя в централь и его обмоток возбуждения в межполюсное пространство, а также ведет к росту магнитной индукции в основании рога полюса, что ухудшает равномерность распределения основного магнитного потока вдоль полюсной дуги.

2

1

tко

1 – изоляционные прокладки;

2 – покровная изоляция;

3– корпусная изоляция;

4– междувитковая изоляция;

5– медные проводники;

6– клин

Рисунок 7.1 - Структура заполнения паза компенсационной обмотки

Для придания большей жесткости лобовых вылетов катушек компенсационной обмотки проводники в пазах обычно располагают вертикально(рису-

44

нок 7.1). Поэтому, зная расположение проводников в пазу и их числоNz ко, можно наметить один из размеров проводников по сортаменту меди приложения А, ориентируясь на «средние» габариты паза компенсационной обмотки, характерные для современных двигателей:

-по ширине (10…20) мм;

-по высоте (30…45) мм.

Второй размер проводников подбирается исходя из требуемой площади поперечного сечения qко с округлением до стандартного типоразмера(приложение А).

Кроме того, в предварительном назначении ширины паза компенсационной обмотки, как и при расчете зубцового слоя якоря, можно исходить из примерного равенства ширины пазов и зубцов компенсационной обмотки обычно. Это означает, что ширина паза bп ко может быть принята примерно рав-

ной половине шагов по пазам tко (формула (7.21)).

Методика расчета геометрических размеров паза компенсационной обмотки мало чем отличается от аналогичного расчета для якорной обмотки. Существенным отличием является только то, что в пазу компенсационной обмотки нет верхней и нижней полусекций, все проводники образуют единый пакет, изолированный от стенок паза общей системой слоев корпусной и покровной изоляций.

Применительно к стандартной структуре паза компенсационной обмот-

Входящие в выражение (7.15) числовые диапазоны соответственно учитывают зазор на укладку и возможное смещение листов полюса относительно друг друга. Больший, чем в якоре, зазор на укладку (0,5…0,7) мм обусловлен повышенной сложностью выдержать точные размеры между сторонами катушки, укладываемой в пазы различных главных полюсов.

45

- толщина корпусной изоляции Dh корп по высоте паза

Полная высота паза компенсационной обмотки hп ко , мм

hп ко = hпр ко + Dh мв + Dhкорп + Dhпокр + nпрокл ´Dпрокл + hкл + (0,2...0,3) +(0,15...0,2). (7.19)

Параметры прокладок и клина принимаются из тех же рекомендаций, что и при расчете паза якоря.

Следует помнить, что в результате расчетов ни ширина паза bп ко, ни ширина зубцов bz ко не должны оказаться меньше7 мм, с учетом ограничения по механической прочности зубцов.

Окончательно приемлемость полученных размеров проверятся по условию допустимости магнитной индукции в зубцах компенсационной обмотки в соответствии с ограничением (7.7).

Для расчета магнитной индукции необходимо разработать масштабный эскиз зубцового слоя полюса. В последующих разделах проектного расчета потребуется эскиз всей магнитной цепи машины(см. раздел 8) , поэтому его построение можно начать на данном этапе проектирования с изображения наконечника главного полюса, а в дальнейшем развить до полной конструкции машины.

Для начала графических построений в нижней части листа намечают центр двигателя, относительно которого изображается сектор, образованный осями главного и добавочного полюсов (рисунок 7.2). Центральный угол сектора рассчитывается по общему количеству главных и добавочных полюсов в машине. В соответствии с диаметром якоря Da проводят дугу окружности якоря длиной t/2. Отступив в масштабе от этой линии(4…5) мм (предварительный размер воздушного зазора под главным полюсомdо), намечают огибающую линию поверхности наконечника главного полюса. При известном коэффициенте полюсного перекрытия ad можно определить координату расположения края наконечника главного полюса, рассчитав длину его действительной полюсной дуги bр , м

где dо – принятая величина воздушного зазора под главным полюсом, м.

В соответствии с полученным размером на расстоянии0,5bр от центральной осевой линии намечают границу наконечника главного полюса и крайний зубец компенсационной обмотки толщиной(5…10) мм (размер С на рисунке 7.2). Считается, что небольшая толщина крайнего зубца способствует его быстрому магнитному насыщению, что препятствует распушению силовых линий основного магнитного потока с краев полюса и затрудняет их проникновение в зону коммутации.

Зная ширину паза bп ко, намечают ось крайнего паза компенсационной обмотки, располагая ее параллельно оси добавочного полюса. Оси остальных

46

пазов располагают с равным шагомtко так, чтобы они равномерно распределились вдоль полюсного наконечника параллельно оси первого паза. Шаг по пазам компенсационной обмотки можно оценить и расчетным путем tко, м

Относительно каждой из намеченных осей достраиваются сами пазы согласно полученным ранее размерам по ширине bп ко и высоте hп ко .

ось ГП

bп ко

А

Рисунок 7.2 – Зубцовый слой компенсационной обмотки

Из проведенных построений (рисунок 7.2) с учетом масштаба изображения определяются конструктивные размеры A, B и C, м, необходимые для расчета площади сечения зубцового слоя полюса Sz ко, м2

47

где sко – коэффициент рассеивания зубцового слоя полюсов, sко = 1,05. Небольшое превышение ограничения по допустимой индукцииBz ко в

зубцах компенсационной обмотки свидетельствует о необходимости расширения площади Sz ко за счет пересмотра соотношения ширины и высоты проводников таким образом, чтобы увеличить толщину зубцов. Если же расчетная индукция в зубцах Bz ко намного превышает установленные пределы– это свидетельствует о неудачности всей конструкции и требует пересмотра числа пазов и витков компенсационной обмотки в сторону их снижения.

Для дальнейших расчетов окончательно фиксируются параметры зубцо-

вого слоя полюса (рисунок 7.1) - bп ко ; hп ко ; tко ; bz ко. С некоторым допущением можно считать

где qко – площадь поперечного сечения проводников компенсационной обмотки, мм2.

Масса меди компенсационной обмотки mко , кг

48

8 Расчет магнитной цепи

Теоретические вопросы расчета магнитной цепи двигателя изложены в [5, § 2–1-2–12]. Методика выполнения расчета показана в [1, глава 12], [2, §11– 1 - 11–6] и [3, § 22.1-22.4].

Весь расчет магнитной цепи условно можно разбить на два этапа. На первом этапе определяются конструкционные размеры всех элементов магнитопровода машины, на основе которых строится эскиз магнитной цепи. Окончательно размеры магнитопровода уточняются с учетом габаритных ограничений по вписыванию двигателя в межосевое расстояние и до верхнего строения пути.

На втором этапе расчета по уточненным размерам участков магнитопровода находится потребная для создания в машине номинального основного потока магнитодвижущая сила обмоток возбуждения главных полюсов, рассчитываются конструкционные размеры и параметры их катушек, производится их компоновка в межполюсном пространстве.

В расчетах должно обеспечиваться выполнение требований и ограниче-

ний:

-по степени насыщения стальных участков магнитной цепи;

-геометрическому вписыванию габаритов двигателя в централь и по высоте подвеса;

-тепловой напряженности катушек главных полюсов;

-потенциальной и коммутационной устойчивости ТЭД;

-уровню регулируемости двигателя.

Первая задача данного раздела– построение эскиза магнитной цепи- является необходимым и ответственным этапом всего проектировочного расчета, так как от параметров любого из элементов магнитопровода, конечном счете, зависят вид рабочих характеристик, эксплуатационные и надежностные показатели проектируемого двигателя. По эскизу поперечного сечения участков магнитопровода устанавливаются окончательные формы и размеры основных узлов машины, их взаимная компоновка и увязка с внешними габаритными ограничениями. На втором этапе расчетов эскиз магнитной цепи выступает как непосредственный элемент расчета, на основе которого определяются длины силовых линий основного потока.

Построения производят при ручном исполнении на отдельном листе миллиметровой бумаги или с использованием графических редакторов, гарантирующих выполнение изображений в одном из разрешенных ЕСКД масштабов. Масштаб выбирают исходя из возможности размещения на листе размера централи Ц, полученного при расчете зубчатой передачи(наиболее удобным является масштаб М 1:2).

Поскольку в поперечном разрезе тяговый двигатель представляет собой симметричную конструкцию, построение эскиза магнитной цепи производится только для одного сегмента – от оси главного до оси смежного с ним добавоч-

49

ного полюса. Графические построения ведутся параллельно расчету элементов магнитопровода. При этом следует иметь в виду, что в ходе компоновки узлов машины в намеченный эскиз могут вноситься изменения, что потребует и соответствующей корректировки расчетов.

Сердечник якоря. Наметив центр двигателя(точка О1 на рисунке 8.1), радиусом Da /2 с учетом выбранного масштаба проводится огибающая окружность якоря. В соответствии с уже имеющимися конструкционными размерами

bп , hп и t1 на эскизе показываются в качестве примера два-три паза якоря и пунктирной линией – граница зубцового слоя якоря.

Для определения внутреннего диаметра ярма якоря рассчитывают высоту сердечника якоря ha , м

Полученный размер Dai отображается на эскизе, после чего решается вопрос о расположениивентиляционных каналов в сердечнике якоря с выбранными значениями их диаметра dк и числа рядов nк. Если рядов вентиляционных каналов планируется nк ³ 2, то отверстия размещаются в шахматном порядке с межцентровым расстоянием порядка (2…3) dк.

Диаметр вала двигателя в его средней части dв , м: - при односторонней зубчатой передаче

то шихтованный пакет якоря насаживают на втулку якоря, которая, в свою очередь, напрессовывается на вал двигателя (рисунок 8.1, пример с 2p = 4). Следует иметь в виду, что по механической прочности толщина стенок втулки не может быть меньше (4…5) мм.

50

ha

O1

Рисунок 8.1 – Пример построения эскиза магнитной цепи ТЭД: при 2p = 4 - без компенсационной обмотки; при 2p = 6 - с компенсационной обмоткой

51

Если же разность в диаметрах достаточно велика, то для снижения массы двигателя вместо втулки устанавливаютпустотелую коробку якоря (рисунок 8.1, пример с 2p = 6). Принятые конструкционные решения отражаются на эскизе в соответствии с масштабом изображения и описываются в тексте.

Главные полюса. Для проведения огибающей наконечника главного полюса необходимо предварительно задаться величиной воздушного зазораd , которая в сильной степени сказывается на всех выходных характеристиках двигателя. Поэтому точное значение воздушного зазора определяется особой методикой, а для предварительных построений можно принять:

-dо = (4 … 5) мм для ТЭД с компенсационной обмоткой;

-dо = (6 … 8) мм для ТЭД без компенсационной обмотки.

Несколько большее значение dо в двигателях без компенсационной обмотки обуславливается необходимостью ограничения влияния поперечной реакции якоря на основной поток за счет большего магнитного сопротивления

Для компенсированных двигателей методика построения пазов компенсационной обмотки подробно рассмотрена в разделе 7.

Расчет геометрических размеров сердечника главного полюса ведется исходя из рекомендуемых значений магнитной индукцииBm £ (1,4…1,7) Тл. Учитывается, что при больших значениях индукциях растет магнитное насыщение магнитопровода машины, а заведомо низкие значения индукции в теле полюса неоправданно увеличивают его в размерах.

Рассчитывается необходимая для проведения основного потока площадь поперечного сечения сердечника главного полюса Sm, м2

Bm – индукция в сердечнике полюса, Тл.

Отсюда ширина сердечника главного полюса bm, м

52

– коэффициент заполнения сталью сердечника полюса. km ст = 0,97 – для некомпенсированных машин,

km ст = 0,94 – для компенсированных машин;

– коэффициент подреза углов сердечника полюса для лучшего вписывания катушек возбуждения.

kср = 0,915 – при намотке меди на узкое ребро (обычно для 2p = 6), kср = 1 – при намотке меди на широкое ребро (обычно для 2p = 4);

– длина сердечника полюса, м. lm = la + (0…15) мм (см. также (7.22)). Наметив на эскизе линию боковой грани полюса, устанавливают поло-

жение опорной поверхности под катушку главных полюсов(точка «а» на рисунке 8.1). При этом исходят из условияD ³ (4…5) мм во избежание касания катушкой возбуждения поверхности якоря на осевой линии полюса.

Кроме того, сечение «ab» в основании рога полюса должно быть достаточным для прохождения магнитного потока к крайним участкамполюсного наконечника. Математически это условие выводится из равенства потоков, излучаемого поверхностью «bc» и проходящего через створ «ab»

Таким образом, определение расположения опорной полочки главного полюса сводится к тому, чтобы подобрать на эскизе и обосновать расчетом такое положение точки«а», при котором выполнялось бы условие(8.10) или (8.11). Размеры «ab» и «bc» определяются по эскизу с учетом масштаба изображения. Отличие данной методики для двигателей с компенсационной -об моткой состоит только в том, что точки «b» и «с» рассматриваются на огибающей, проведенной по вершинам пазов компенсационной обмотки (рисунок 8.1).

Ширина опорной полочки для катушек главных полюсов назначается не меньше (15…20) мм.

53

Высота полюса hm окончательно устанавливается при компоновке обмотки возбуждения и с учетом вписывания габаритов двигателя в централь. На предварительном этапе можно ориентировочно принять:

В четырехили двухполюсных машинах с некруглым остовом необходимо также учитывать, что главный полюс устанавливается на растачиваемой поверхности специального прилива высотой h¢m = (10…15) мм, входящей в общую высоту полюса (рисунок 8.1).

Остов. Конфигурация и размеры остова во многом зависят от полюсности машины. Четырехполюсные тяговые двигатели, как правило, выполняются с восьмигранным остовом. При большем числе полюсов технологичнее становится круглое исполнение остова.

Для определения размеров остова сначала рассчитывается площадь -се

где sm – коэффициент рассеяния потока главных полюсов; Bj – индукция в остове, Тл. Bj £ 1,4 Тл.

Расчетная длина ярма остова lj , м, в осевом направлении определяется в зависимости от формы остова двигателя по эмпирическим зависимостям:

Примечание – Принимается наименьший из размеров.

Отсюда расчетная радиальная толщина остова hj, м

Если геометрические размеры внутренней расточки остова задаются высотой полюса, то величина hj позволяет рассчитать и построить очертания внешней поверхности остова.

Так, для круглого остова внешний диаметр Do, м

Для восьмигранных остовов понятие диаметра неприемлемо, поэтому говорят о ширине остова B по оси главных полюсов. В отличие от круглого остова толщина восьмигранного остова выполняется неравномерной- в месте

54

расположения главных полюсов толщинаh¢j делается несколько больше, а под добавочными полюсами h¢¢j - меньше расчетной hj, м :

Конфигурация и размеры поверхностей восьмигранного остова под -ус тановку добавочных полюсов окончательно формируются из условия -опти мального размещения обмоток возбуждения главных и добавочных полюсов и минимального объема машины. На этапе предварительного проектирования, намечая точку поворота граней остова под45°, можно ориентироваться на предварительный размер посадочной площадки под добавочный полюс e, м

e » (0,13 ... 0,14 ) B . (8.24)

Построенный эскиз магнитопровода машины может потребовать уточнений. Это связано с тем, что габаритные размеры двигателя должны удовлетворять ограничениям по геометрическому вписыванию в размер централи Ци по высоте подвеса до верхнего строения пути.

Для проверки условия вписывания конструкции в межосевое расстояние необходимо сопоставить рассчитанный внешний размер остова двигателя с тем пространством, которое позволяет иметь централь Ц для размещения двигателя. Из рисунка 8.1 видно, что при опорно-осевом подвешивании идеальному варианту вписывания соответствует случай, когда половина габаритного размера

остова D или B совместно с половиной диаметра оси колесной парыd и

o оси

толщиной вкладыша моторно-осевого подшипникаDпдш в точности составляет размер централи Ц.

В случае если габаритный размер остоваDo или B оказывается больше, чем позволяет вместить централь, то выполняется подрез остова со стороны расположения моторно-осевых подшипников на величину f (рисунок 8.1). Реже встречается обратный случай, когда из-за небольших размеров двигателя колесная пара проходит в стороне от внешнего края остова на некотором расстоянии f, которое заполняется приливом в месте расположения моторно-осевых подшипников. Очевидно, что такие варианты вписывания менее предпочтительны и имеют ограничение по величине возможного небаланса f. Удовлетворительным вариантом вписывания можно считать случаи, когда величина f не выходит за пределы

Таким образом, процедура вписывания тягового двигателя в централь состоит в проверке, а при необходимости и в корректировке предварительно найденных размеров магнитопровода с тем, чтобы обеспечить выполнение равенств:

55

- при круглом остове

где Ц - размер централи, полученный в разделе 4.

В выражениях (8.26), (8.27) знак «минус» при величине f соответствует подрезу остова, а знак «плюс» – приливу. Толщина вкладыша моторно-осевого подшипника принимается Dпдш = 5 мм.

Для достижения равенств (8.26) или (8.27) рекомендуется, в первую очередь, использовать возможность вариации величины f в ограниченных условием (8.25) пределах. При этом следует иметь в виду, что при любой величине подреза оставшаяся толщина остова по условиям механической прочности литья не должна оказаться меньше (20…24) мм.

Вписывания в централь можно добиваться также корректировкой предварительно намеченной высоты полюса hm или толщины остова hj. Однако следует помнить, что чрезмерно малая высота полюса в дальнейшем может создать трудности с размещением обмотки возбуждения, а снижение толщины остова ведет к росту числа витков в обмотке возбуждения и магнитному насыщению.

В случае опорно-рамного подвешивания тяговый двигатель непосредственно не соприкасается с осью колесной пары, а из-за возможных смещений в системе подвеса должен иметь относительно нее гарантийный просветDгар , доходящий до (40…45) мм, но не менее 10 мм. Для таких машин условие вписывания в централь доказывается равенством

Вписывание габаритных размеров двигателя по высоте связано с требованием выполнения гарантированного просвета с ³ 150 мм между нижней точкой двигателя и головкой рельса(рисунок 8.2). При нарушении условия вал двигателя приподнимают относительно оси колесной пары на ограниченную высоту t £ 200 мм, перекатывая шестерню двигателя по зубчатому колесу.

Отсюда задача вписывания габаритов двигателя по высоте состоит в нахождении требуемой величиныt превышения центра оси двигателя над осью колесной пары при выбранном значении просвета с для выполнения условия:

- при круглом остове

56

Ц

B

t

с ³ 150 мм

Рисунок 8.2 – Вписывание тягового двигателя по высоте до верхнего строения пути

После завершения операций вписывания габаритов двигателя в централь и до верхнего строения пути размеры элементов магнитопровода можно счи-

тать окончательно установленными для проведения заключительного этапа расчета магнитной цепи машины– нахождения потребной магнитодвижущей силы (МДС) обмотки возбуждения главного полюса.

Решение этой задачи основывается на использовании закона полного тока, для чего рассчитываются падения магнитных потенциалов последовательно на каждом из образующих магнитную цепь участков. Всего выделяют до 8 участков в цепи основного магнитного потока(рисунок 8.1) – ярмо якоря (1), зубцовый слой якоря (2), главный воздушный зазор (3), зубцовый слой полюса (4) (при наличии компенсационной обмотки), сердечник главного полюса (5), стык полюса с остовом (6), участок выхода потока из полюса в остов (7) и ярмо осто-

ва (8).

В сечении каждого элемента магнитопровода можно выделить бесконечное множество магнитных силовых линий, поэтому для определенности расчета на эскизе магнитной цепи по всему контуру замыканияосновного потока проводится средняя магнитная силовая линия (посередине сечения каждого из участков), с помощью которой обобщенным образом описывают траекторию протекания магнитного потока в каждом элементе.

Расчет всех стальных участков проводится по единому алгоритму:

57

-на основе установленных размеров участка уточняется площадь его поперечного сечения;

-по величине основного потока и площади сечения участка рассчитывается величина магнитной индукции;

-соответственно значению индукции по магнитной характеристике выбранного типа стали для данного участка(приложение В) находится величина магнитной напряженности;

-по длине расчетной средней силовой линии и значению напряженности рассчитывается величина падения магнитных потенциалов(магнитное напряжение) на данном участке.

Обозначения и размерности величин в приведенных ниже выражениях те же, что и на этапе предварительного расчета геометрических размеров элементов магнитопровода.

Участок ярма сердечника якоря (1). Площадь поперечного сечения ярма

якоря Sa, м2

где Ha – магнитная напряженность в сердечнике якоря(по Ba из данных приложения В), А/м;

La – длина силовой линии в ярме якоря (из эскиза магнитной цепи), м.

Участок зубцового слоя якоря (2). Площадь сечения зубцового слоя яко-

ря Sz1/3, м2

магнитной индукции Bz ко в зубцах компенсационной обмотки рассчитывались в разделе 7 (формулы (7.22) и (7.23)).

58

Магнитное напряжение в зубцах компенсационной обмотки DFz ко, А

где Hz ко – магнитная напряженность в зубцах компенсационной обмотки (по Bz ко из данных приложения В), А/м;

hп ко – высота пазов (зубцов) компенсационной обмотки, м .

Участок сердечника главного полюса(4). Площадь сечения сердечника

где Hm – магнитная напряженность в сердечнике полюса(по Bm из данных приложения В), А/м;

– длина силовой линии в сердечнике главного полюса, м.

Участок стыка полюса с остовом(5). В стыке полюса с поверхностью остова всегда имеются микронеровности, что создает магнитное сопротивление для основного потока. Точно рассчитать падение магнитных потенциалов в микрозазорах между полюсом и остовом не представляется возможным, поэтому магнитное напряжение этого участкаDFmj, А, оценивают по приближенной эмпирической формуле

Lj¢ – длина силовой линии на участке поворота потока в остове(из эскиза магнитной цепи), м.

59

После проведенных расчетов в таблице 8.1 должен остаться незаполненным только один участок воздушного зазора. Падение магнитных потенциалов в воздушном зазоре под главными полюсами играет главенствующую роль в суммарной МДС возбуждения, поэтому расчет этого элемента ведется по -от дельной методике.

Дело в том, что даже незначительные изменения величины воздушного зазора сильно сказываются на выходных характеристиках двигателя. Поэтому расчет магнитного напряжения воздушного зазора DFd ведется, образно говоря, с «конца» задачи, т.е. исходя из желаемого уровня выходных показателей проектируемого двигателя рассчитывается потребная МДС воздушного зазора.

60

словые показатели функциональных требований, предъявляемых к конструкции ТЭД и всего локомотива.

Коэффициент использования мощности kи – характеризует соотношение мощностей двигателя в режимах максимальной и номинальной скоростей дви-

имеет тенденцию к росту, поэтому в качестве расчетных можно рекомендовать следующие значения kи:

Коэффициент магнитной устойчивости kу min – используется в качестве критерия, характеризующего напряженность потенциальных условий в ТЭД.

Данный коэффициент устанавливает соотношение между МДС главных полюсов и МДС поперечной реакции якоря в наиболее сложном для двигателя режиме минимального возбуждения

степени ослабляет воздействие МДС поперечной реакции якоря на основной магнитный поток, что позволяет реализовывать очень глубокие ступени ослабления возбуждения вплоть доbmin = (0,2…0,3). Поэтому, если предварительно были выполнены рекомендации по ограничению уровня средних межламельных напряжений (условия (4.18)–(4.20)), то в компенсированных машинах с достаточной гарантией надежности работы двигателя по потенциальным усло-

61

виям значение коэффициента магнитной устойчивости можно просто принять из диапазона kу min » (0,35…0,45).

В машинах без компенсационной обмотки для снижения воздействия поперечной реакции якоря наконечникам главных полюсов придают особую форму так, чтобы получить расходящийся воздушный зазор. Увеличение воздушного зазора от центра к краям полюса обеспечивает нарастание магнитного сопротивления соответственно росту МДС поперечной реакции якоря относительно центра главного полюса. Очевидно, что степень искажения магнитного поля главных полюсов, а значит, и величина максимальных межламельных напряжений в этом случае зависят от формы и величины воздушного зазора. Поэтому коэффициент магнитной устойчивости kу min в некомпенсированных двигателях определяется специальной методикой расчета с учетом индивидуальных особенностей проектируемой машины.

Для этого в первую очередь задаются допустимым уровнем максимальных межламельных напряжений Duк max. Этот уровень ставится в зависимость от толщины изоляционных прокладок между коллекторными пластинами, назначенными при расчете щеточно-коллекторного аппарата(раздел 6), в соответствии с рекомендациями таблицы 8.2.

Таблица 8.2 – Допустимые уровни максимальных межламельных напряжений

В качестве числовой характеристики изменчивости воздушного зазора под главными полюсами вводится понятие коэффициента раскрытия неравно-

мерного воздушного зазора

дивидуальные особенности проектируемого ТЭД, и расчетной диаграмме рисунка 8.3 определяется требуемый уровень коэффициента kу min.

62

xmax

Рисунок 8.3 – Определение kу min в двигателях без компенсационной обмотки

При значениях xmax ³ 2 величину kу min можно принимать из того же диапазона, что и для компенсированных двигателей вне зависимости от назначенного коэффициента раскрытия kраск .

Подстановка коэффициентов kи, kv, и kу min в выражение (8.49) позволяет рассчитать необходимое магнитное напряжение воздушного зазораDFd , обеспечивающего заданный уровень технических качеств проектируемого двигателя.

Согласно закону полного тока сумма падений магнитных потенциалов в контуре замыкания основного потока должна компенсироватьсяМДС намагни-

чивания Fm , А

Реальное значение МДС возбуждения главных полюсов Fвн устанавлива-

ется несколько больше Fm с учетом размагничивающего эффекта от поперечной составляющей реакции якоря DFr , А

Наиболее простым методом нахождения составляющей DFr является ее расчет через коэффициент реакции якоря kря, связывающий потребную величину компенсирующей составляющей с уровнем МДС поперечной реакции якоря

Faq, А

63

В двигателях с компенсационной обмоткой влияние поперечной реакции якоря на величину основного потока минимально, и поэтому коэффициент реакции якоря kря принимают в пределах (3…5) %, учитывая только возможную неточность компенсации

В некомпенсированных двигателях коэффициент реакции якоряkря определяется по диаграмме рисунка8.4. Трудность нахождения значения коэффициента kря в этом случае состоит в том, что величина МДС возбуждения Fвн, входящая в аргумент оси абсцисс диаграммы, согласно выражениям (8.59) и (8.60) не может быть определена без самого коэффициента реакции якоряkря.

Эту неопределенность с двумя взаимозависимыми неизвестными раскрывают процедурой последовательных уточнений:

-задаются приближением коэффициента kря (например, из диапазона значений kря » 0,1…0,12 );

-используя выражения (8.59) и (8.60), находят величину Fвн;

-по уровню индукции Bz1/3 (таблица 8.1) и отношению Faq /Fвн из диаграммы рисунка 8.4 графически определяют значение kря.

Если полученная по диаграмме величина коэффициентаkря не соответствует принятому приближению, то делают корректировку первого значения kря и повторяют пункты описанной выше процедуры до совпадения принятого и полученного значений.

По полученному значению kря окончательно рассчитывается составляю-

щая DFr и МДС обмотки возбуждения Fвн , которые и указывают в таблице 8.1. Найденная величина Fвн позволяет найти потребное число витков в об-

мотке возбуждения главного полюсаWв, которое округляется до целого в большую сторону

Примечание - Если в проектном расчете ставится задача выполнить заданный уровень точности выходных характеристик, то следует обратить внимание на процедуру уточнения значения МДС возбуждения Fвн под целое число витков Wв. Наиболее просто привести в соответствие расчетную суммуFвн в таблице 8.1 с фактической МДС возбуждения, найденную из формулы (8.62) при подстановке целого числа витков Wв, можно за счет корректировки величины DFd , поскольку размер воздушного зазора на этом этапе проектирования еще не рассчитывался.

64

kря

Bz 1/3 ³ 2 Тл

0,20

Bz 1/3 = 1,8 Тл

Bz 1/3 = 1,5 Тл

0,15

Bz 1/3 = 1,2 Тл

0,10

0,05 Bz 1/3 = 0,8 Тл

Fв

Рисунок 8.4 – Определение kря в двигателях без компенсационной обмотки

Прежде чем рассчитывать габариты обмотки возбуждения главных полюсов по найденному числу витков Wв, необходимо окончательно определиться с величиной и конфигурацией воздушного зазора под главным полюсом. На этапе разработки эскиза магнитной цепи его величина была предварительно назначена из среднестатистического диапазона значенийdо в действующих ТЭД,

тогда как в действительности она должна соответствовать вычисленному и скорректированному под целое число витковWв значению магнитного напряжения DFd в таблице 8.1.

Для определения точных геометрических размеров воздушного зазора

где mо – магнитная постоянная. mо = 4p×10-7 Гн/м .

Понятие эквивалентного зазора вводится для удобства математического описания изменяющегося по величине вдоль полюсной дуги реального - воз душного зазора.

Непостоянство воздушного зазорасвязано с зубчатым строением якоря, при котором зазор периодически изменяет свою величину на глубину паза якоря (рисунок 8.5).

65

hп

bп

Рисунок 8.5 – Учет зубчатости строения якоря при расчете воздушного зазора

Для того чтобы учесть дополнительные воздушные сопротивления от пазов якоря, его зубчатую поверхность приводят к гладкой с увеличенным воздушным зазором, эквивалентным по магнитному сопротивлению реальной поверхности якоря. Связь между конструкционным и эквивалентным воздушны-

ми зазорами устанавливается черезкоэффициент Картера по поверхности якоря kda , учитывающий геометрические размеры зубцового слоя якоря

В компенсированных двигателях аналогичная картина возникает и со стороны полюсного наконечника из-за наличия пазов компенсационной обмотки. Поэтому зубчатое строение полюсного наконечника также заменяют гладкой поверхностью с эквивалентным зазором, учитывающим через коэффициент Картера по поверхности полюсаkdко геометрические размеры зубцового слоя компенсационной обмотки

tко + 5do (1 + bz ко )

bп ко

kdко = bz ко + 5do (1 + bz ко ) . (8.65) bп ко

Поскольку в реальной машине имеет место одновременная зубчатость поверхности якоря и полюсного наконечника, то связь эквивалентного зазора dэкв с конструкционным dо определяется выражением, включающим в себя оба коэффициента приведения

также имеет место и поэтому аналогично учитывается коэффициентом Картера по поверхности якоря kda. Однако вместо зубцового слоя компенсационной обмотки учету подлежит другая причина неравномерности воздушного зазора.

66

Как уже упоминалось, для снижения влияния МДС поперечной реакции якоря в двигателях небольшой мощности применяют расходящиеся воздушные зазоры,

которые бывают трех видов- эксцентричный, клиновидный и частично расхо-

дящийся. В проектных расчетах расходящиеся воздушные зазоры заменяют равномерным, эквивалентным по магнитному сопротивлению реальному(рисунок 8.6).

dо dэкв = const

dкр

Рисунок 8.6 – Приведение расходящегося воздушного зазора к равномерному эквивалентному

Связь эквивалентного равномерного с центральным размером расходящегося воздушного зазора устанавливается черезкоэффициент эквивалентности kэкв, учитывающего степень расхождения воздушного зазора через коэффициент раcкрытия kраск (формула (8.57)):

- для эксцентричного зазора (наиболее употребимый)