В настоящее время совершенствование электроподвижного состава является одним из главных направлений в развитии железнодорожного транспорта и остается таковым в ближайшей перспективе. Развитие средств электроники и микропроцессорной техники способствует появлению принципиально новых по своим техническим возможностям локомотивов с высоким уровнем автоматизации процессов управления. Однако каковы бы ни были масштабы внедрения новых средств автоматизированного контроля и управления техническими системами электрических локомотивов, их реализуемые эксплуатационные качества всегда будут определяться техническими возможностями их движителей - тяговых электродвигателей (ТЭД).

В этих условиях исключительно важная роль отводится процессу проектирования тяговых электродвигателей. В ходе разработки новой конструкции приходиться неоднократно уточнять и тщательно увязывать мужду собой множество размеров и параметров машины для одновременного учета и выполнения многочисленных конструкторских, технологических, экономических требований и ограничений.

В данном курсовом проекте основное внимание уделено вопросам разработки конструкции основных частей машины и их взаимосвязи в единой системе тягового двигателя. Необходимо отметить, что в своей основе методика проектирования тягового электрического двигателя, опирается на традиционную методику проектирования тяговых машин, разработанную и используемую в настоящее время коллективами проектировщиков отечественного электровозостроения.

Исходные данные

Номинальная мощность двигателя P= 145 кВт;

Номинальное напряжение питания двигателя U= 1500 В;

Корпусное напряжение U= 3000 В;

Номинальная скорость движения локомотива V= 48 км/ч;

Конструкционная скорость движения локомотива V= 98 км/ч;

Номинальный коэффициент регулирования возбуждения в= 0,43;

Диаметр бандажей ведущих колес D= 1,05 м;

Диаметр оси колесной пары d= 180 мм;

Вид торможения рекуперативное;

Вид системы вентиляции машины самовентиляция;

Род тока постоянный;

Вид локомотива МВПС;

Тип подвешивания двигателя опорно - рамное;

Класс изоляции “B”.

1 Расчет параметров зубчатой передачи и основных размеров

Предварительно из ряда параметров, обеспечивающих минимум отходов при раскройке места, выбираем размер диаметра якоря

Dа = 423 мм. (1.1)

Выполняя требование Dк = (0,75…0,9) · Dа, рассчитывается диаметр коллектора

Dк 0,9 · Dа , (1.2)

Dк 0,9 · 423 = 380,7 мм.

Минимальное число коллекторных пластин рассчитывается по формуле

(1.3)

где 2р - число коллекторных полюсов. Принимаю 2р = 2;

uк - среднее максимальное напряжение. Принимаю uк = 18 В.

Максимальное число коллекторных пластин рассчитывается по формуле

(1.4)

где tкmin - минимальный шаг по коллектору. Принимаю tкmin = 3,9 мм.

Принимаю К = 306 пластин.

Уточняем диаметр коллектора

, (1.5)

Уточняем межламельное напряжение

, (1.6)

Для двигателей МВС, допустимая максимальная частота вращения якоря обычно не выходит за пределы 3000 об/мин.

Тогда максимальные обороты якоря

(1.7)

где - максимальная окружная скорость якоря.

Принимаю

Зная максимально возможные обороты якоря,можно найти максимально возможное передаточное число редуктора µ

(1.8)

Номинальная частота вращения двигателя рассчитывается как

, (1.9)

Диаметр делительной окружности зубчатого колеса находится по формуле

Dz = Dб - 2 · (b+), (1.10)

где b - расстояние от головки рельса до кожуха редуктора. b = 120 мм;

- расстояние от делительной окружности большого зубчатого колеса

до внешней нижней точки кожуха редуктора. = 20 мм.

Dz = 1050 - 2 · (120+20) = 770 мм.

Далее находится диаметр делительной окружности малого зубчатого колеса

, (1.11)

Число зубьев большого зубчатого колеса

, (1.12)

где - угол наклона зубьев при прямозубой передаче. Принимаю = 0о;

m - модуль зубчатого зацепления, принимаемый в зависимости от

вращающего момента М и конструкции тяговой передачи.

, (1.13)

По эмпирическим формулам для прямозубых передач

(1.14)

где К - односторонняя передача. Принимаю К = 1, согласно [1].

Принимаем m = 10.

Число зубьев шестерни рассчитывается по формуле

, (1.15)

Тогда точное значение передаточного числа редуктора

, (1.16)

Диаметр конца вала рассчитывается по формуле

(1.17)

где - при односторонней передаче. Принимаю = 10 МПа.

Проверка по ширине шестерни. bш(20…25) мм

, (1.18)

Уточняем значения максимальной и номинальной частот вращения

, (1.19)

Уточняем значения максимальных окружных скоростей якоря и коллектора

, (1.20)

, (1.21)

Определяем величину централи двигателя

, (1.22)

Величина централи характеризует то пространство, которое отводиться для вписывания габаритов проектируемого двигателя. Но поскольку конструкционные размеры двигателя пока неизвестны, можно только ориентировочно проверить возможность такого вписывания по соотношению централи и диаметра якоря - как основного параметра машины, задающего его внешние габариты.

При 2р = 2 и опорно-рамном подвешивании

, (1.23)

2. Расчет активного слоя якоря

2.1 Расчет параметров обмотки

Общее число проводников обмотки якоря

N = 2 · K, (2.1)

N = 2 · 306 = 612 проводников.

Ток якоря в номинальном режиме

(2.2)

где н - КПД двигателя. Принимаю н = 0,91, согласно [1].

Выбираем простую петлевую обмотку якоря, у которой 2а = 2р.

Линейная токовая нагрузка якоря

, (2.3)

Ток параллельной ветви

(2.4)

При определении рационального числа пазов Z учитывается ограничение по условиям нагрева пучка проводников в пазу якоря в виде величины объема тока в пазу

(2.5)

где Nz - число проводников в одном пазу. Принимаю Nz = 2 uk = 12.

53,12 · 12 = 637,44 А

Неравенство (2.5) выполняется.

Число пазов якоря находится по формуле

(2.6)

где uk - число коллекторных пластин на паз. Принимаю uk = 6.

Первый шаг обмотки в реальных пазах должен удовлетворять условию

(2.7)

где - укорочение шага обмотки якоря в реальных пазах.

= 0,5 паза при петлевой обмотке.

Произведем окончательную увязку между собой числа пазов Z, проводников N и коллекторных пластин К, которая должна обеспечивать выполнение требования внутренней симметрии обмотки якоря

, (2.8)

Найдем допустимое значение плотности тока в проводниках якоря

(2.9)

где Wtmax - допустимый предел теплового фактора машины.

Принимаю Wtmax = 2050 согласно [1].

Расчетная величина Ja не должна превышать (5…6) А/мм2.

Принимаю Ja = 6 А/мм2.

Наметим площадь поперечного сечения активного проводника якоря

, (2.10)

По значению qа намечаем размеры проводника hпр Ч bпр.

По ГОСТ 434-53, приложение А согласно [1], выбираю проводник с размерами

hпр Ч bпр = 1,4 Ч 6,7 qпр = 9,165 мм2. (2.11)

Уточним допустимое значение плотности тока в проводниках якоря

, (2.12)

Проведем проверку правильности выбора сечения проводника

A · ja < 2050 A, (2.13)

244,74 · 5,796 = 1418,51 А < 2050 A.

Неравенство (2.13) выполняется.

Высоту паза якоря находим по выражению

, (2.14)

где прокл - толщина изоляционных прокладок прокл = 0,5 мм;

nпрокл - число прокладок. nпрокл = 3;

hкл - высота клина. hкл = 4 мм;

nкорп - число слоев корпусной изоляции. nкорп =6;

hм - толщина межвитковой изоляции по высоте паза якоря;

hк - толщина корпусной изоляции по высоте паза якоря;

hп - толщина покровной изоляции по высоте паза якоря;

(0,2…0,3) - зазор на укладку секций в паз;

(0,15…0,2) - разница между размером паза в свету и размером паза в

штампе.

Принимаю: = 0,1 мм, = 0,1 мм, = 0,1мм.

, (2.15)

, (2.16)

, (2.17)

Ширину паза якоря вычисляем по формуле

, (2.18)

где bм - толщина межвитковой изоляции по ширине паза якоря;

bк - толщина корпусной изоляции по ширине паза якоря;

bп - толщина покровной изоляции по ширине паза якоря;

(0,2…0,3) - зазор на укладку секций в паз;

(0,15…0,2) - разница между размером паза в свету и размером паза.

, (2.19)

, (2.20)

, (2.21)

Найдем ширину паза якоря

bп = 6,7 + 0,4 + 2,4 + 0,4 + 0,2 + 0,2 = 10,3 мм.

Полученные размеры паза якоря должны удовлетворять следующим условиям:

- bп = 10,3 - удовлетворяет;

- hп = 33,1 - удовлетворяет.

, (2.22)

Ширина зубца на поверхности якоря bz1

, (2.23)

Шаг по пазам в расчетном сечении tz1/3 (на высоте 1/3hп )

, (2.24)

Ширина зубца в расчетном сечении bz1/3

, (2.25)

Шаг по дну пазов

, (2.26)

Ширина зубца у основания bz2

, (2.27)

Необходимо проконтролировать, чтобы выполнялось условие

bz2 7 мм, для обеспечения достаточной механической прочности зубца.

Магнитный поток находим по выражению

, (2.28)

где ku - коэффициент, учитывающий потери напряжения на внутренних

сопротивлениях обмоток двигателя.

, (2.29)

Далее определяем длину шихтованного пакета якоря

, (2.30)

где Вz1/3 - индукция в зубцах якоря. Принимаю Вz1/3 = 1,8 Тл;

- расчетный коэффициент полюсного перекрытия, для машины без

компенсационной обмоткой. Принимаю = 0,64;

Кс - коэффициент заполнения пакета сталью. Принимаю Кс = 0,97.

la 315 мм при опорно-рамном подвешивании и односторонней зубчатой передаче, что удовлетворяет условию.

2.2 Параметры обмотки якоря

Выбрав тип обмотки и геометрию активного слоя якоря, устанавливаю шаги обмотки якоря.

Результирующий шаг обмотки в элементарных пазах или шаг по коллектору в коллекторных делениях при простой петлевой обмотке

. (2.31)

Первый шаг в коллекторных делениях

, (2.32)

Второй шаг в коллекторных делениях для простой петлевой обмотки

, (2.33)

Укорочение обмотки в коллекторных делениях

, (2.34)

Полюсное деление по окружности якоря

, (2.35)

Длина передних и задних лобовых участков якорных проводников

, (2.36)

Длина полувитка обмотки якоря

, (2.37)

Общая длина проводников обмотки якоря

. (2.38)

Сопротивление обмотки якоря при 20?С

, (2.39)

Масса меди обмотки якоря

, (2.40)

3 Расчет щеточно-коллекторного узла

3.1 Выбор числа и размера щеток

Ток, протекающий через щетку, находим по формуле

, (3.1)

Определим требуемую площадь щеточного контакта одного щеткодержателя

, (3.2)

где jщ - плотность тока под щеткой.

Допустимую плотность тока назначаем по выбранной марке щеток, согласно[1]. Выбираю марку ЭГ51.

Принимаю jщ =12 А/см2.

Максимально-допустимая ширина щетки

, (3.3)

По ГОСТ 8611-57, согласно [1], выбираю ширину щетки и принимаю ее равной мм.

Далее рассчитываю длину щеточного контакта

, (3.4)

Принимаю nщ = 1 - число элементарных щеток по длине коллектора.

, (3.5)

Ориентируясь по ГОСТ 8611-57, согласно[1], выбираю составной тип конструкции щеток и принимаю длину одной щетки lщ = 40 мм.

Окончательная величина площади щетки Sщ

, (3.6)

Тогда точное значение плотности тока под щеткой

, (3.7)

3.2 Определение рабочей длины коллектора

Рабочую длину коллектора находим по формуле

, (3.8)

где bрб - осевой разбег якорных подшипников. bрб = 10 мм;

?щд - толщина разделяющей стенки окна щеткодержателя. ?щд = 5 мм;

r - размер фасок краев рабочей поверхности коллектора. r = 2мм.

Достаточность длины рабочей части коллектора по нагреву можно оценить по эмпирической формуле

, (3.9)

Далее определяю удельные и поверхностные потери на коллекторе от трения щеток по выражению

, (3.10)

где fтр - коэффициент трения щеток о коллектор. fтр = 0,23;

pщ - удельное давление на щетку. Согласно [1], pщ =20 кПа;

Vku - окружная скорость коллектора при режиме испытательной

частоты вращения. Vku =1,35 · Vkmax = 1,35 · 47,35 = 63,92 м/с;

- суммарная площадь всех щеток на коллекторе.

= 2 р · Sщ · 100 = 2 · 10 ·100 = 2000 мм2;

- толщина межламельной изоляции. Принимаю

Из расчета видно, что удельные потери мощности на коллекторе не превышают допустимые, которые составляют 40…50 кВт/м2, значит рассчитанный щеточно-коллекторный аппарат, будет функционировать без опасности перегрева.

4. Расчет магнитной цепи

4.1 Сердечник якоря

Определяем высоту сечения ярма якоря

, (4.1)

где - индукция в сердечниках якоря. Принимаем =1,8 Тл;

dк - диаметр вентиляционных каналов. Принимаем dк = 0,02 м;

nк - число рядов вентиляционных каналов. nк = 1.

Внутренний диаметр сердечника якоря

, (4.2)

Диаметр вала двигателя в его средней части при односторонней передаче

, (4.3)

Принимаю

Поскольку внутренний диаметр Di не совпадает с диаметром вала, решается вопрос о том, какой элемент будет сопрягающим между шихтованным телом якоря и валом двигателя

, (4.4)

117,48 - 99,82 = 17,66 мм.

т.е. устанавливают сплошную втулку якоря.

Ширина полюсного башмака

, (4.5)

Длина сердечника полюса

(4.6)

4.2 Главные полюса

Площадь поперечного сечения сердечника главного полюса

, (4.7)

где - коэффициент рассеяния обмоток главных полюсов. = 1,05;

Bm - индукция в сердечнике полюса. Bm(1,4…1,7) Тл.

Ширина сердечника главного полюса

, (4.8)

где kmсm - коэффициент заполнения сталью сердечника. kmсm= 0,97;

kср - коэффициент подреза углов сердечника полюса для лучшего

вписывания катушки возбуждения. При намотке меди на широкое

ребро kср= 1.

Сечение аb в основании рога полюса должно быть достаточным для прохождения магнитного потока к крайним участкам полюсного наконечника, для этого должно выполняться условие

, (4.9)

где - индукция в воздушном зазоре;

Bр - допустимая индукция в основании рога полюса;

ab, bc - размеры снимаемые с эскиза с учетом масштаба изображения.

Определим индукцию в воздушном зазоре

(4.10)

Для этого найдем индукцию в воздушном зазоре

, (4.11)

По эскизу величина ab = 19 мм, bc = 46 мм.

Неравенство (4.10) выполняется.

Неравенство (4.9) выполняется.

На предварительном этапе высоту полюса hm примем

при 2р = 2, (4.12)

hm = 0,121 · 664,1 = 80,36 мм.

4.3 Остов

Для определения размеров остова сначала рассчитывается площадь сечения ярма остова

, (4.13)

где - индукция в остове. . Принимаю =1,4 Тл.

Расчетная длина ярма остова в осевом направлении при четырехгранном остове находится как наименьший из размеров.

, (4.14)

Принимаю

Средняя толщина остова

, (4.15)

Толщина остова в месте расположения главных полюсов

, (4.16)

Толщина остова в месте расположения добавочных полюсов

, (4.17)

Внешний размер остова

, (4.18)

где - величина воздушного зазора. Принимаем = 6 мм.

Ширина прилива под добавочным полюсом

. (4.19)

Процедура вписывания тягового двигателя в централь состоит в проверке, а при необходимости в корректировке предварительно найденных размеров магнитопровода с тем, чтобы обеспечить выполнения равенства

, (4.20)

где - величина гарантийного зазора. = 40 мм;

- подрез (прилив) остова со стороны моторно-осевых подшипников.

,принимаю f= - 24,44

Задача вписывания габаритов двигателя по высоте состоит в нахождении такой величины t превышения оси двигателя над осью колесной пары для выбранного значения просвета С, чтобы выполнялось следующее неравенство

, (4.21)

где с мм - гарантийный просвет. Принимаем с = 150 мм;

t мм - ограниченная величина приподнимания вала двигателя

относительно оси колесной пары. Принимаем t = 20 мм.

4.4 Участок сердечника якоря

Площадь поперечного сечения ярма сердечника якоря

, (4.22)

Величина магнитной индукции рассчитывается по формуле

, (4.23)

По индукции = 1,8 Тл согласно [1], из Приложения «В» находим напряженность 14200 А/м.

Длину магнитной линий снимаем с учетом масштаба с эскиза магнитной цепи. La = 0,1625 м.

Падение магнитных потенциалов в сердечнике якоря

, (4.24)

Результаты вышеприведенных и последующих расчетов сведены в таблицу 4.1.

4.5 Участок зубцового слоя якоря

Площадь в расчетном сечении зубцового якоря

, (4.25)

Индукция в расчетном сечении зубцового якоря

, (4.26)

По индукции = 1,8 Тл, согласно [1], находим напряженность магнитного поля,14200 А/м.

Магнитное напряжение зубцов якоря

, (4.27)

4.6 Участок сердечника главного полюса

Площадь сечения сердечника главного полюса

, (4.28)

Индукция в сердечнике главного полюса

, (4.29)

По индукции =1,7 Тл, согласно [1],находим напряженность Нm = 7050 А/м.

Падение магнитных потенциалов в сердечнике главных полюсов

, (4.30)

где Lm - длина силовой линии из эскиза. Lm = 0,12 м.

Fm = 7050 · 0,12 = 846 А.

4.7 Участок стыка полюса с остовом

Магнитное напряжение этого участка Fmj, оценивают по приближенной эмпирической формуле

, (4.31)

4.8 Участок выхода потока из полюса в остов

Площадь сечения участка поворота магнитного потока Sj', зависит от толщины остова в месте расположения главных полюсов

, (4.32)

Индукция на участке выхода потока из полюса в остов

, (4.33)

Магнитное напряжение на участке выхода потока из полюса в остов

, (4.34)

где Hj' - магнитная напряженность на участке перехода из полюса в остов,

согласно[1], Hj' = 6800 А/м;

Lj' - длина силовой линии на участке поворота потока в остове.

Lj' = 0,08 м.

Fj' = 6800 • 0,08 = 544 А.

4.9 Ярмо остова

Площадь сечения ярма остова

, (4.35)

Sj = 0,06053 · 0,7234 = 0,043787 м2.

Индукция в остове

, (4.36)

Магнитное напряжение в ярме остова

, (4.37)

где Hj - магнитная напряженность в остове, согласно [1], Hj = 2010 А/м;

Lj - длина силовой линии в ярме остова, из эскиза магнитной цепи.

Lj' = 0,644 м.

Fj = 2010• 0,644 = 1294,44 А.

4.10 Расчет воздушного зазора

Таблица 4.1 - Расчет магнитных напряжений и МДС возбуждения

Номер участка	Наименование участка	Магнитный поток, Вб	Сечение, м2	Индукция, Тл	Напряженность, А/м	Длина силовой линии, м	Магнитное напряжение, А
1	Сердечник якоря	0,058	0,032439	1,8	14200	0,1625	2307,5
2	Зубцовый слоя якоря	0,117	0,064876	1,8	14200	0,0331	470,02
3	Зубцовый слой полюса	-	-	-	-	-	-
4	Сердечник полюса	0,123	0,072127	1,7	7050	0,12	846
5	Стык полюса с остовом	-	-	-	-	-	136
6	Переход из полюса в остов	0,061	0,036862	1,66	6800	0,08	544
7	Ярмо остова	0,061	0,043787	1,4	2010	0,644	1294,44
Сумма магнитных напряжений стальных участков	5597,96
8	Воздушный зазор	0,117	0,001947	0,86	-	-	4248,19
МДС намагничивания	9846,15
МДС на компенсацию действия реакции якоря	918,3
МДС Возбуждения обмотки главного полюса	10764,45

Потребная МДС воздушного зазора для обеспечения заданных свойств двигателя

, (4.38)

где - коэффициент использования мощности.

При ,. Принимаю = 0,8;

- коэффициент регулируемости по скорости;

- коэффициент магнитной устойчивости;

- МДС поперечной реакции якоря.

, (4.39)

, (4.40)

В машинах без компенсационной обмотки, для снижения воздействия поперечной реакции якоря наконечникам главных полюсов придают особую форму, так чтобы зазор расходился бы к краям полюса. Расходящиеся воздушные зазоры обеспечивают нарастание магнитного сопротивления потоку поперечной реакции якоря соответственно росту её МДС от 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 в некомпенсированных двигателях определяется специальным расчетом с учетом индивидуальных особенностей проектируемой машины.

Коэффициент максимального искажения магнитного поля

, (4.41)

где - максимальный уровень межламельного напряжения.

Принимаю

Коэффициент раскрытия воздушного зазора принимаю,

Тогда согласно [1], рисунок 8.3

Согласно закону полного тока, сумма падений магнитных напряжений в контуре должна компенсироваться МДС намагничивания

, (4.42)

Реальное значение МДС возбуждения главных полюсов

, (4.43)

где - поперечная составляющая реакции якоря.

Наиболее простым методом нахождения составляющей является ее расчет через коэффициент реакции якоря

, (4.44)

В двигателях без компенсационной коэффициент реакции якоря, определяется по диаграмме рисунка 8.4.

Для индукции Тл, принимаем .

При этом удостоверяемся в правильности выбора по формуле

, (4.45)

Так как число витков округлили, то необходимо уточнить потребную МДС воздушного зазора. Для этого уточним реальное значение МДС возбуждения главных полюсов.

, (4.46)

, (4.47)

, (4.48)

Для определения точных геометрических размеров воздушного зазора сначала рассчитаем эквивалентный воздушный зазор

, (4.49)

где - магнитная постоянная. Гн/м.

м.

Связь между конструкционными и эквивалентными воздушными зазорами устанавливается через коэффициент Картера по поверхности якоря, учитывающий геометрические размеры зубцового слоя якоря

. (4.50)

Принимаю = 3,183 мм.

Найдем коэффициент Картера по поверхности полюса для эксцентричного зазора

, (4.51)

, (4.52)

4.11 Расчет конструкционных размеров и параметров катушки главного полюса

При нахождении параметров катушки главных полюсов, одним из решающих значений для вписывания катушки, является сечение проводника обмотки возбуждения. Принимаю класс изоляции «В» и плотность тока равную

jв = 3,5 А/мм2. (4.53)

Далее рассчитываю пределы, в которых должно находиться сечение проводника обмотки возбуждения.

, (4.54)

мм2.

Катушки главных полюсов при 2р = 2 выполняются намоткой проводников на широкое ребро. Выбираю размеры проводника, согласно[1]

hпр Ч bпр = 25 Ч 1,81 qв = 44,6 мм2. (4.55)

Примем: мв = 0,5 мм, разд = 1 мм, выст = 0,5 мм.

Найдем размер катушки по высоте hвк

, (4.56)

Разбиваем общее число витков на два слоя

(4.57)

Тогда размеры катушки по ширине при намотке на широкое ребро

, (4.58)

, (4.59)

Исходя из полученных размеров катушки, рассчитывается средняя длина одного витка обмотки возбуждения для верхнего и нижнего слоя

, (4.60)

, (4.61)

Общая длина меди обмоток возбуждения Lв

, (4.62)

Сопротивление обмотки возбуждения при 20С

, (4.63)

где kподр - коэффициент, учитывающий подрез катушки. kподр = 1.

Масса меди катушек главных полюсов mмв

, (4.64)

5 Расчет стационарной коммутации

Целью данного расчета является нахождение среднего за период коммутации значения реакции ЭДС. Расчет выполняется на основе ранее полученных параметров активного слоя, коллектора и щеток. Необходимо обеспечить выполнение ограничения по допустимой величине средней реактивной ЭДС.

Рассмотрим четыре характерных области замыкания потоков пазового рассеяния

, (5.1)

где - суммарный удельный коэффициент индуктивности;

- магнитная проводимость в пазу якоря над медью;

- то же для части паза, занятой медью проводников;

- то же по коронкам зубцов якоря;

- то же для лобовых частей обмотки якоря.

Удельная магнитная проводимость части паза, занятой медью

, (5.2)

где - высота части паза, занятой медью проводников;

- коэффициент экранирующего эффекта от вихревых токов.

Определяю из полной высоты паза

, (5.3)

где - односторонняя толщина изоляции якорной катушки;

- высота клина;

- общее число прокладок на дне паза и под клином;

- толщина прокладок.

Одностороннюю толщину изоляции вычисляем по формуле

, (5.4)

Рассчитаем приведенную высоту элементарного проводника паза якоря

, (5.5)

где - высота элементарного проводника в пазу якоря;

- суммарная ширина меди в пазу;

- угловая частота коммутации одного паза;

- удельная проводимость меди при ожидаемой рабочей

температуре. = 35 · 106 см/м.

Для этого найдем величину

, (5.6)

где - окружная скорость на поверхности коллектора в

номинальном режиме;

- коэффициент щеточного перекрытия.

, (5.7)

, (5.8)

По диаграмме рисунка 9.2, согласно [1], найдем величину коэффициента демпфирования. = 1.

Удельная магнитная проводимость части паза над медью

, (5.9)

где - коэффициент, учитывающий материал бандажа крепления

якорной обмотки. При клиновом креплении из стеклопластов

принимается =1.

Найдем величину h1

, (5.10)

Гн/м.

Удельная магнитная проводимость по коронкам зубцов

, (5.11)

где - коэффициент Картера для поверхности якоря под добавочным полюсом.

, (5.12)

Зададимся величиной воздушного зазора между якорем и добавочным полюсом

, (5.13)

Рассчитаем ширину наконечника добавочного полюса

, (5.14)

мм.

Гн/м.

С учетом распушения магнитный поток добавочного полюса должен перекрывать пространство, называемое зоной коммутации

, (5.15)

Удельная магнитная проводимость по лобовым частям при немагнитных бандажах крепления лобовых вылетов

, (5.16)

Найдем среднее за период коммутации значение реактивной ЭДС

, (5.17)

С ростом средней реактивной ЭДС увеличиваются абсолютные небалансы между ступенчатой кривой реактивной ЭДС и плавной кривой распределения коммутирующей ЭДС от потока добавочных полюсов.

Поэтому устанавливается ограничение на значение средней реактивной ЭДС в номинальном режиме

. (5.18)

1,74 (3,5…4,0)В.

6 Расчет добавочных полюсов
Из условия равенства реактивной и коммутирующей ЭДС рассчитаем требуемую индукцию в зоне коммутации

, (6.1)

где - окружная скорость на поверхности якоря в номинальном режиме.

. (6.2)

м/с.

Тл.

Для обеспечения требуемого уровня магнитной индукции в зоне коммутации необходимо создать коммутирующий поток

, (6.3)

Вб.

Полный поток добавочных полюсов

, (6.4)

где - коэффициент рассеяния добавочного полюса;

= 3 - в машинах без компенсационной обмотки.

Вб.

Чтобы обеспечить линейность магнитной характеристики добавочных полюсов во всем рабочем диапазоне тока якоря, включая и режим максимальной мощности, индукция в сердечнике полюса в номинальном режиме не должна превышать

Тл. (6.5)

Принимаю .

Наметим ширину сердечника добавочного полюса

, (6.6)

где - длина сердечника полюса. м;

- коэффициент заполнения сердечника сталью.

= 1.

мм.

Зададимся значением второго воздушного зазора

мм, (6.7)

мм.

Магнитное напряжение первого воздушного зазора

, (6.8)

А.

Магнитное напряжение второго воздушного зазора

, (6.9)

Найдем значение индукции в сердечнике добавочного полюса

, (6.10)

Тл.

А.

Полная МДС обмотки возбуждения добавочных полюсов

, (6.11)

А.

Число витков катушки добавочного полюса

, (6.12)

витка.

Так как число витков округляли, то необходимо уточнить значение МДС обмотки возбуждения добавочных полюсов

, (6.13)

А.

, (6.14)

А.

, (6.15)

А.

Скорректируем размеры второго воздушного зазора

, (6.16)

м.

Оценим площадь поперечного сечения проводников обмотки

, (6.17)

где J - максимально допустимая плотность тока в проводниках обмотки, принимаю J= 3,5 А/мм

мм2.

Укладку производим на широкое ребро в семь слоев по высоте тела добавочного полюса.

По значению q намечаем размеры проводника обмотки возбуждения добавочных полюсов

hпр Ч bпр = 22 Ч 1,81, qд = 39,1 мм2, (6.18)

Найдем размер катушки по высоте в нашем случае

, (6.19)

мм.

Тогда размеры четырех крайних к остову слоев катушки по ширине, при условии, что в них по 12 витков

, (6.20)

мм.

Средняя длина витка добавочного полюса

, (6.21)

м.

Сопротивление цепей обмоток добавочных полюсов 20С

, (6.22)

Ом.

Масса меди катушек добавочных полюсов

, (6.23)

кг.

Список использованных источников

1 Андросов Н. Н., Дурандин М.Г. Тяговые электрические машины и преобразователи: Методическое руководство к курсовому проектированию по дисциплине «Тяговые электрические машины и преобразователи» - УрГУПС, 2004 г.

2 Проектирование тяговых электрических машин.: Учеб. пособие для вузов ж.-д. трансп. / Под ред. М.Д. Находкина. - М.: Транспорт, 1967. - 536 с.

3 Костенко МЛ., Пиотровский Л.М. Электрические машины.: Учебник для студентов высш. техн. учеб. заведений, Изд. 3-е, перераб. -Л.: Энергия, 1972.-544 с.

4 Захарченко Д.Д., Ротанов Н.А. Тяговые электрические машины.: Учеб. для вузов ж.д. трансп. - М.: Транспорт, 1991. - 343 с,

5 Алексеев А.Е. Тяговые электрические машины и преобразователи. - Л.: Энергия, 1977. - 445 с.

6 Уткин В.Г., Соколов С.И., Сукач Э.И. Электропоез ЭР2 руководство по эксплуатации.- М.: Транспорт, 1974.- 248с.