Проектирование тяговых электрических машин постоянного и пульсирующего тока

 

ВЕНТИЛЯЦИОННЫЙ РАСЧЕТ

Производится с использованием чертежей двигателя, на основе которых определяются площади сечения каналов движения охлаждающего воздуха.

Общее сопротивление воздухопровода:

z=zвх+z1*z2/(√z1+√z2)2+zвых= 34 + 582-2650/(л/532 + 72650)2+50,5 = 354 Н*с/м5.

 Необходимый расход воздуха

Q= ∑Р/1100*θ в= 54947/1100-24,5 = 2,0 м3/с.

Соотношение между количеством воздуха, проходящего внутри якоря Q2 и между катушками Q1:

Q2 /Q1 = √(z1/z2)= √(78087667)= 0,47.

Отношение количества воздуха, проходящего внутри якоря Q2 к общему расходу воздуха Q:

Q2/ Q = 0,47/(0,47 + 1) = 0,32.

 Таким образом,

Q2 = 0,32* Q;   Q1=(1/(1+0,47))* Q =0,68* Q.

Расчет аэродинамического сопротивления воздушных каналов двигателя сведен в табл. 13.

РАСЧЕТ ПЕРЕГРЕВА ОБМОТКИ ЯКОРЯ

Тепловой расчет выполняется для номинального (часового) и длительного режимов работы двигателя.

Определение перегрева в часовом режиме

Предположим, что при длительном протекании часового (номинального) тока 1000 А перегрев обмотки якоря составит 140 °С. При этом потери в обмотке якоря будут равны

Р'Cu= I н 2 *Rа20*[1+0.004*(165-20)] = 10002-0,0121-1,58= 19118Вт.

При расчете добавочных потерь в стали половина их, оцениваемая коэффициентом kFe, относится к стали, а половина - к меди.

 Потери в стали:

РFe = Р’Fe+ (1+1/2*0,3) = 7000-1,15 = 8050 Вт.

Расчетные потери в меди с учетом добавочных:

 РCu=Р'Cu + 0.15* Р’Fe = 19118+ 0,15-7000 = 20168Вт. 

Таблица 13

Участок	Сечение gi,м2	Характеристика сопротивления	Коэффициент аэродинами- ческого сопротивления ςi *102, Па*с2/м2	gi2 *104, м4	ςi/ gi2
1.Общее вход- ное отверстие		Потеря динамического напора
2.Вход в между- катушечное про- странство 3.Вход в коль- цевое простран- ство задней ка- меры		Вход в отверстие с прямоугольными краями   Потеря динамического напора
4.Вход под кол- лекторную втул- ку 5.Поворот на  135о 6.Вход в якор- ные каналы 7.Якорные ка- налы 8.Расширение  при выходе из якорных каналов 9.Вход в коль- цевое простран- ство задней камеры		Вход в отверстие с острыми краями   Угол поворота β=135о Вход в отверстие с острыми краями     Потеря динамического напора 0,031/0,08=0,39   Потеря динамического напора
10.Выход из двигателя		Вход в отверстие с острыми краями и потеря динамического напора

 

Тепловые сопротивления схемы замещения якоря определяются с учетом скорости движения воздуха (табл. 14) относительно теплоотдающих поверхностей при расходе воздуха Q= 2,0 м3/с и коэффициенте его подогрева а = 0,3.

Таб л и ца 14

Название поверхности	Формула для определения скорости воздуха	Скорость воздуха, м/с
Поверхность катушек	Vm= 0,68* Q /0,04 = 0,68*2,0/0,04	34
Наружная поверхность якоря	Vab =√(Va2 +Vm2) =√(32.32+342)	47
Каналы коллекторной втулки	Vк в = 0,32* Q /0,022 = 0,32*2,0/0,022	29
Каналы обмоткодержателя	Vo к = 0,32* Q /0,08 = 0,32*2,0/0,08	8,0
Вентиляционные каналы якоря	Vак= 0,32* Q /0,031 = 0,32*2,0/0,031	20,6

Расчет тепловых сопротивлений

1. Тепловое сопротивление пазовой  изоляции при теплопроводности λ = 0,26 Вт/м*град:

Rβ=β/Sβ*λ= 0,155*10-2/2,53*0,26 = 1,9*10-3    град/Вт,

 

где

Sβ = z*(2*hz + bп)*lа = 87(2-4,22 + 1,0)-38,5 = 31619 см2 = 3,16 м2;

β =1/2*( bп -bN)= 1/2(1,0 - 0,69) = 0,155 см = 0,155-10    м.

2. Тепловое сопротивление наружной  поверхности лобовых соединений:

R1= β 1/S1* λ1 + 1/ S1 *α1(1+-√Vab)(1 -0,5а) =

= 0,465*10-2/0,539*0,26+ 1/0,539*13 (1 + √47)(1 -0,5*0,3) = 54,6-10"3 град/Вт;

 при этом:

- толщина изоляции лобовых соединений  с учетом толщины   стеклобандажа

β 1= 0,155*10 -2 + 0,31*10 -2 = 0,465*10-2 м;

- теплоотдающая поверхность

S1 = π*Dа*∑lb = тс-66-26 = 5391 см2 = 0,539 м2,

 где ∑lb - сумма вылетов лобовых частей обмотки якоря определяется по [1, рис. 2].

3. Тепловое сопротивление изоляции  обмоткодержателей

R2 = β 2/S2* λ2 + 1/ S2 *α2(1+-√Vok)(1 -0,5а) =

=0,387*10-2/0,4719*0,26 +1/0,4719*16,7(1 +√8,0) (1 - 0,5*0,3) = 70,5*10-3;

при этом:

- толщина изоляции принимается  в 2,5 раза больше пазовой, т.е.

β 2 = 2,5*0,155 = 0,387 см = 0,387* 10-2 м;

- поверхность соприкосновения  лобовых частей обмотки с обмоткодержателями (на обе стороны лобовых частей)

S2 = π*( Dа – 2*hz) *∑lВ = 7Г(66 - 2-4,22)-26 = 4719 см2 = 0,4719 м2;

- скорость воздуха в каналах  обмоткодержателей 

Vok = 8,0м/с;

 

- коэффициент теплоотдачи с  поверхностей обмоткодержателей  при V =0

α2 = 16,7Вт/м2*град.

4. Тепловое сопротивление наружной  поверхности якоря

R3 = 1/ S3 *α(1+-√Vab)(1 -0,5а) =1/0,7983*16,7*(1 + 0,8 √47)(1 - 0,5*0,3) =

=13,6*10-3 град/Вт,

 где S3 = π*Da*la = 3.14*66*38,5 = 7983 см2 = 0,7983 м2; α = 16,7 Вт/ м2трад.

 5 . Тепловое сопротивление поверхности вентиляционных каналов

R4= 1/ S4*α(1+-√Vak)(1 -0,5а) =1/1,59*16,7*(1+√20.6)*(1-0.5*0.3)=8.0*10-3град/Вт

где S4=π*dk*nk*la= 3.14*3*44*38,5 = 15965 см2 = 1,59 м2; α = 16,7 Вт/ м2*град.

6.Общее тепловое сопротивление  параллельно включенных сопротивлений  R1и R2

R I =R 1*R 2/(R 1+R 2 )=54,6*10-3*70,5*10 -3/(54,6 +70,5)*10 -3 = 30,77*10-3 град/Вт.

7. Общее тепловое сопротивление  параллельно включенных сопротивлений R3 и R4

R II =R 3*R 4/(R3+R4 )= 13,6*10-3*8,0*10-3/(13,6+8.0)*10-3= 5,0*10-3град/Вт.

Расчет перегрева обмотки якоря производится по тепловым схемам (рис. 5) методом наложения. Перегрев обмотки якоря равен произведению теплового   потока,   проходящего   по   сопротивлению   R I на это сопротивление

 

Q=∑P R I* R I.

Суммарный поток определяется частью теплового потока PCu , равного PCu1 , и частью теплового потока PFe , равного PFe2:

∑P R I= PCu1* PFe2.

 

Рис. 5. Тепловые схемы для расчета перегрева обмотки якоря над температурой окружающей среды

Для определения теплового потока PCu1 рассматриваем схему только с одним источником - PCu (рис. 5, б).

Составляем уравнения, аналогичные уравнениям электрических цепей

PCu = PCu1 + PCu2, (1)

   PCu1* R I = PCu2*(Rβ+ R II)  (2)

Решая эти уравнения, получаем

PCu1= PCu *(Rβ+ R II)/ (R I +Rβ+ R II)=20,1 7*(1, 90 + 5,0)*10-3/(30,77 + 5,0 + 1,9)*10-3 = 3,69 кВт .

Аналогично решается задача, когда рассматриваются в качестве источника тепловой энергии потери в стали (рис. 5, в);

PFe1= PFe*(Rβ+ R I)/ (R I +Rβ+ R II)=8,05*(1,9 + 30,77)* 10-3/(30,77 + 5,0 +1,9)*10-3 = 7,0 кВт;

PFe2 == PFe - PFe1= 8,05 - 7,0 = 1,05 кВт.

Суммарный тепловой поток, проходящий по сопротивлению /?]:

∑P R I= PCu1 + PFe2 = 3,69 + 1,05 = 4,74 кВт.

Перегрев при установившемся тепловом равновесии и потерях, соответствующих часовому режиму:

θ∞= (PCu1 + PFe2) * R I = 4,74*103*30,77*10-3 = 146 °С.

 

 

Перегрев обмотки якоря при работе машины в течение часа

I. Определение постоянной времени нагревания:

Та = [(СCu*GN+Сi *Gi +1,1*СFe*GFe)/3600]*RCu =

=[(390*127,3+1250*20,1 + 1,1*480*530)/3600]*4,3*10-3 = 0,422ч,

где

- тепловое сопротивление поверхности от якоря к воздуху:

RCu = RI* R II/ (R I + R II)=30,77*10 -3*5,0*10-3/(30,77*10 -3+ 5,0*10 -3) = 4,3*10 -3  град/Вт;

-значение теплоёмкости принимается  по [2,табл.11,4];

-масса изоляции обмотки:

Gi=γi[bn(hz-hkm)-gN*Nz]((la+L’z)/2+AS)*z= 2[0,1*(0,422 - 0,05) - 0,0024*8]((3,85 + 8,6)/2+ +0,2)*87=  20,1 кг.

При этом:

- плотность изоляции

γi = 2 кг/дм3 ; hkm - высота клина паза (все размеры даны в дециметрах);

- масса железа якоря

GFe= Gz+ Ga= 127 + 403 = 530 кг.

 

2. Перегрев в часовом режиме работы

θч =θ∞ (1-e-1/0.422) = 146(1 - e-1/0.422) = 132 °С.

Полученные перегревы обмотки якоря в часовом и длительном режимах свидетельствуют о возможности некоторого увеличения плотности тока в обмотке якоря пропорционально произведению принятой в расчете плотности тока на квадратный корень из отношения допустимого перегрева к расчетному. При классе изоляции Н и температуре окружающей среды 25 °С допустимый перегрев обмотки якоря 160 °С. Тогда скорректированная плотность тока

jн =j*√(160/132) = 6,91 *√(160/132) = 7,6 А/мм2.

Возможно  также  уменьшение  расхода  воздуха,   охлаждающего якорь, при исходной плотности тока.

ОЦЕНКА СПРОЕКТИРОВАШЮГО ТЯГОВОГО ДВИГАТЕЛЯ

Масса спроектированного тягового двигателя - на уровне средних показателей. Производная масса, равная отношению массы двигателя к моменту в степени 3/4, составляет 4,31 кг/Нм3/4 при обычном значении 4,0 кг/Нм374 при классе изоляции Н.

К.п.д. двигателя в номинальном режиме η = 0,942 достаточно высокий. Перегрев обмотки якоря меньше допустимого в часовом режиме θч =1320С<160°С.

Реактивная э.д.с. меньше допустимой, поэтому обеспечивается нормальная коммутация двигателя.

В целом можно сделать вывод, что спроектирован достаточно работоспособный тяговый двигатель с некоторыми возможностями оптимизации в отношении расхода материалов. Возможно повышение перегрева обмотки якоря за счет снижения количества охлаждающего воздуха.

При расчетах использовались результаты проектирования отечественных тяговых двигателей магистральных электровозов.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Список литературы

1.Гурлов И.В., Семенов  Н.П. Проектирование тяговых электрических машин постоянного и пульсирующего тока. - Л.: ЛИИЖТ, 1991. - 26 с.

 

2. Алексеев А.Е. Тяговые электрическйе машины и преобразователи. - Л.: Энергия, 1977.-444с.

 

3. Курбасов А.С. и др. Проектирование тяговых электродвигателей. / А.С.Курбасов, В.И.Седов, Л.Н.Сорин. - М.: Транспорт, 1987. - 536 с.

 

4. Бочаров В.И. и др. Магистральные электровозы. Электрические маши-ны и трансформаторное оборудование электровозов.7 В.И.Бочаров, П.А.Золотарев, М.А.Козорезов и др. - М.: Машиностроенйе, 1968. - 439 с.

 

5. Находкш М.Д. и др. Проектирование тяговых электрических машин. / 
М.Д.Находкин, Г.В.Василенко, В.И.Бочаров, М.А.Козорезов; Под. ред. М.Д. На- 
ходкина. - М.: Транспорт, 1976. - 623 с. , ,,