авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 13 |
-- [ Страница 1 ] --

АГИСТРАЛЫЧЫЕ

ЛЕКТРОВОЗЫ

листок

КОНТРОЛЬНЫЙ

СРОКОВ ВОЗВРАТА

КНИГА ДОЛЖНА БЫТЬ

ВОЗВРАЩЕНА НЕ ПОЗЖЕ

УКАЗАННОГО ЗДЕСЬ СРОКА

Вое. тип. Т. 1 млн. 3. 384—74

6Z13S

м-

В. Й. БОЧАРОВ, П. А. ЗОЛОТАРЕВ, М. Л. КОЗОРЕЗОВ, Ю. В. КУПРИАНОВ,

А. Л. КУРОЧКА, А. Л. ЛОЗАНОВСКИИ, И. Л. ШАПИРО, В. П. ЯНОВ

МАГИСТРАЛЬНЫЕ

ЭЛЕКТРОВОЗЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ МАШИНЫ И ТРАНСФОРМАТОРНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ ЭЛЕКТРОВОЗОВ А ИЗДАТЕЛЬСТВО «МАШИНОСТРОЕНИЕ:

Москва 1968 УДК 621.33ftg.0ggy fi f f Q КАТАЛОГ «МАГИСТРАЛЬНЫЕ ЭЛЕКТРОВОЗЫ». Электрические ма шины и трансформаторное оборудование электровозов. Б о ч а р о в В. И., З о л о т а р е в П. А., К о з о р е з о в М. А., К у п р и а н о в Ю. В., К у р о ч к а А. Л., Л о з а н о в с к и й А. Л., Ш а п и р о И. Л., Я н о в В. П. М., «Машиностроение». 1968.

Стр. 444.

Данная книга является второй книгой монографии «Маги стральные электровозы». Первая под названием «Магистраль ные электровозы» (механическая часть электровозов) выпуще на в свет издательством «Машиностроение» в 1967 г.

Во 'второй книге рассматриваются вопросы теории, расчета, конструирования, испытаний и надежности тяговых и вспомо гательных машин постоянного и переменного токов, а также тяговых трансформаторов и реакторного оборудования.

Книга предназначена для инженерно-технических работни ков транспортной промышленности и научно-исследователь ских институтов, занимающихся проектированием, изготовле нием и эксплуатацией электровозов. Книга может быть исполь зована студентами соответствующих специальностей. Табл. 63, илл. 321, библ. 60 назв.

Рецензенты: кафедра «Электрическая тяга» Ленинградского института инженеров железнодорожного транспорта и канд. техн. наук В. С. ХВОСТОВ Редакторы: канд. техн. наук Д. Д. ЗАХАРЧЕНКО и инж. В. И. БОЧАРОВ 3-18- 172- ГЛАВА I ТРЕБОВАНИЯ К ТЯГОВЫМ ДВИГАТЕЛЯМ И У С Л О В И Я ИХ Р А Б О Т Ы НА Э Л Е К Т Р О В О З А Х § 1. УСЛОВИЯ РАБОТЫ ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ И ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К НИМ ТРЕБОВАНИЯ Тяговые двигатели на магистральных электровозах р а з м е щ а ю т в ограниченном пространстве. При работе они подвержены динамическим ударным воздействиям и вибрациям, которые особенно велики в зимних условиях, когда верхнее строение пути обладает повышенной жесткостью.

Величина инерционных динамических ускорений достигает 10—15 g при опорно-осевом подвешивании двигателя и 3 — 5 g — при опорно-рамном.

Еще больше динамические воздействия воспринимают якори тяго вых двигателей. При опорно-осевом подвешивании и жесткой зубчатой передаче динамические ускорения на поверхности якоря достигают 25 g [25]. Для снижения динамических воздействий на якорь и т я г о в у ю пере дачу рекомендуется применять в ней упругие элементы.

Двигатели подвержены атмосферным воздействиям. Увлажнение изоляции, загрязнение вентиляционных каналов, поверхностей о б м о т о к и коллектора значительно у х у д ш а ю т условия охлаждения и коммутацию двигателей, снижают электрическую прочность их изоляции.

В процессе эксплуатации тяговые двигатели р а б о т а ю т в тяжелых ре жимах. Так, при трогании электровоза с места ток м о ж е т достигать двой ной номинальной величины. При снижении нагрузки скорость вращения двигателя значительно возрастает и м о ж е т более чем в 2 раза превышать номинальную. О с о б е н н о высокие скорости вращения возникают при бок совании колесных пар.

Вследствие колебаний напряжения на токоприемнике локомотива наблюдаются резкие колебания напряжения тяговых двигателей, ухуд шающие условия их коммутации.

Тяговые электродвигатели локомотивов постоянного тока, питающие ся от контактной сети, д о л ж н ы надежно работать при повышении напря жения на токоприемнике локомотива на 2 7 % сверх номинального значе ния. Двигатели, предназначаемые для работы в генераторном (тормоз ном) режиме, должны надежно работать при повышении напряжения на токоприемнике или на з а ж и м а х д о 3 3 %. Тяговые электродвигатели, по лучающие электроэнергию от контактной сети переменного тока через преобразовательную установку, должны надежно работать при повы шении напряжения в контактной сети на 16% или его понижении на 2 5 %.

Кроме того, дополнительные изменения напряжения на з а ж и м а х электродвигателей вызываются непостоянством напряжения преобразо вательной установки при изменениях ее нагрузки во всем рабочем диа пазоне.

Двигатель должен устойчиво работать в перечисленных режимах также при ослаблении поля и при нестационарных процессах, возникаю щих в силовых цепях электровоза.

На работу тяговых двигателей влияют колебания о к р у ж а ю щ е й тем пературы от — 5 0 д о + 4 0 ° С. П о э т о м у детали и узлы двигателя необхо димо рассчитывать на прочность исходя из указанных ранее динамичес ких нагрузок и с учетом температуры о к р у ж а ю щ е й среды.

Механическая прочность якоря должна рассчитываться на повы шенную скорость вращения (с учетом возможности разносного б о к с о в а ния), п р е в ы ш а ю щ у ю максимальную на 2 5 % при параллельном соедине нии двигателей и на 3 5 % — п р и последовательном соединении. При применении защиты от боксования расчет механической прочности якоря производят с учетом скорости, при которой срабатывает эта защита.

Для повышения тяговых свойств электровоза скорости вращения отдельных тяговых двигателей при нагрузках 7 5 — 1 2 5 % от номинальной не должны иметь расхождения при полном поле более чем на 3 %, а при предельно ослабленном поле — более чем на 4 %. Для достижения этого применяют магнитные материалы со стабильными характеристиками, изготовляют детали и производят с б о р к у узлов двигателя с высокой точ ностью.

Изоляция тягового двигателя должна о б л а д а т ь высокой электричес кой и механической прочностью, теплостойкостью и влагостойкостью, что обеспечивается использованием высококачественных изоляционных материалов классов нагревостойкости В, F и Н.

Изоляция о б м о т о к относительно корпуса и м е ж д у обмотками должна выдерживать напряжение при испытаниях Uucn частотой 50 гцу рассчи тываемое по формуле Uucn = 2,25U + 2000 в, где U — номинальное напряжение на токоприемнике для электродвига телей подвижного состава постоянного тока..

Таблица Класс Перегрев* Измерение температуры Части двигателя Режим изоля ции По сопротивлению Обмотки якоря и возбуж Длитель А дения ный Термометром Коллектор По сопротивлению Часовой Обмотки якоря и возбуж дения Термометром Коллектор. По сопротивлению Длитель- Обмотки якоря Е То же ный и часо- Обмотки возбуждения Термометром вой Коллектор По сопротивлению Обмотки якоря То же В То же Обмотки возбуждения Термометром Коллектор По сопротивлению Обмотки якоря »

F То же Обмотки возбуждения Термометром Коллектор По сопротивлению Обмотки якоря »

Н То же Обмотки возбуждения Термометром Коллектор превышение температуры в °С частей двигателя над темпера * Максимально-допустимое турой окружающей среды;

температура окружающей среды принимается равной не более 4 0° С.

Для т я г о в ы х электродвигателей п о д в и ж н о г о с о с т а в а переменного тока, питаемых через п р е о б р а з о в а т е л ь н у ю у с т а н о в к у, величина U равна наиболее в ы с о к о м у значению напряжения, к о т о р о е м о ж е т б ы т ь подано на э л е к т р о д в и г а т е л ь п р е о б р а з о в а т е л ь н о й у с т а н о в к о й при номинальном напряжении на токоприемнике. Если электродвигатели постоянно соеди нены последовательно, т о величина U равна н а и б о л ь ш е м у значению напряжения, к о т о р о е м о ж е т быть п о д а н о на эту группу э л е к т р о д в и гателей.

Электрическая прочность т я г о в ы х двигателей, спроектированных д о 1966 г., рассчитана на испытание напряжением, равным 2U+1000 в.

С учетом переменных нагрузок т я г о в ы х двигателей, а т а к ж е с т р о г о г о ог раничения их р а з м е р о в для отдельных частей этих двигателей у с т а н о в лены г о р а з д о б о л е е высокие м а к с и м а л ь н о д о п у с т и м ы е пределы превыше ния температуры по с р а в н е н и ю с о б щ е п р о м ы ш л е н н ы м и нормами (табл. 1).

Превышение т е м п е р а т у р ы подшипников качения над о к р у ж а ю щ е й температурой д о л ж н о б ы т ь не б о л е е 55° С.

При з а м е р е т е м п е р а т у р м о ж н о применять ртутные и электрические термометры.

§ 2. УСЛОВИЯ РАЗМЕЩЕНИЯ ТЯГОВОГО ДВИГАТЕЛЯ НА ЭЛЕКТРОВОЗЕ И ВЛИЯНИЕ ТИПА ПОДВЕШИВАНИЯ ДВИГАТЕЛЯ НА ЕГО КОНСТРУКЦИЮ Н а г р у з о в ы х э л е к т р о в о з а х отечественного п р о и з в о д с т в а ш и р о к о рас пространено о п о р н о - о с е в о е подвешивание т я г о в ы х двигателей (рис. 1), при к о т о р о м они с одной с т о р о н ы о п и р а ю т с я на д в и ж у щ у ю ось, а с д р у гой — на р а м у тележки э л е к т р о в о з а через упругие элементы. В р а щ а ю щ и й момент т я г о в о г о двигателя передается к д в и ж у щ е й колесной паре через т я г о в у ю передачу. О д н о из з у б ч а т ы х к о л е с передачи н а с а ж е н о на вал двигателя, д р у г о е — на о с ь колесной пары. О к о л о половины веса т я г о в о г о двигателя передается непосредственно на о с ь колесной пары, что увели чивает вредное воздействие э л е к т р о в о з а на путь. С д р у г о й с т о р о н ы, ди намические усилия, в о з н и к а ю щ и е при п р о х о ж д е н и и неровностей пути колесной парой э л е к т р о в о з а, непосредственно п е р е д а ю т с я на тяговый двигатель. П о э т о м у о п о р н о - о с е в о е подвешивание двигателей применяют только на г р у з о в ы х э л е к т р о в о з а х с конструктивной с к о р о с т ь ю не б о л е е 100—120 км/'ч.

Р а с с м о т р и м условия размещения на э л е к т р о в о з е т я г о в о г о двигателя при о п о р н о - о с е в о м подвешивании.

Как видно из рис. 1, п р о с т р а н с т в о, в к о т о р о м м о ж е т б ы т ь размещен двигатель с передачей, ограничено в о с е в о м направлении расстоянием В м е ж д у гребнями д в и ж у щ е й колесной пары, снизу — расстоянием Ь от нижней части к о ж у х а передачи д о головки рельса и расстоянием с от о с това т я г о в о г о двигателя д о головки рельса. В в е р х у э т о п р о с т р а н с т в о ограничено расстоянием д о э л е м е н т о в рамы кузова э л е к т р о в о з а, а вдоль оси э л е к т р о в о з а — колесной базой.

Н а отечественных магистральных э л е к т р о в о з а х установлена д в у х сторонняя зубчатая передача. Д л я размещения к о ж у х а з у б ч а т о й переда чи при ширине з у б ч а т о г о колеса примерно 100 мм н е о б х о д и м о, ч т о б ы раз мер k составлял примерно 170 мм. Таким о б р а з о м, максимальное р а с с т о яние м е ж д у внутренними т о р ц а м и з у б ч а т ы х колес при д в у х с т о р о н н е й передаче и ширине колеи 1524 мм равна примерно 1100 мм.

Д о п у с т и м о е расстояние с от нижней части о с т о в а д о головки рельса с о с т а в л я е т примерно 165 мм. В к а ж д о м конкретном случае его у т о ч н я ю т по методике, изложенной в Г О С Т е 9238—59. Д л я т о г о чтобы в ы д е р ж а т ь нижние габаритные ограничения, о с е в у ю линию вала тягового двигателя поднимают над осевой линией колесной пары на величину t.

В табл. 2 даны размеры некоторых тяговых двигателей при опорно осевом подвешивании для магистральных электровозов.

Из табл. 2 видно, что размеры тяговых двигателей с двухсторонней зубчатой передачей в осевом направлении довольно стабильны. Попереч Titp: J:

.. ;

TU ^1 т3— I •!

C Q : —ь i Рис. 1. Опорно-осевое подвешивание тягового двигателя ные размеры двигателей значительно колеблются, в зависимости от их параметров и конструктивных особенностей.

На рис. 2 даны поперечные разрезы тяговых двигателей с различной конструкцией остова и катушек главных полюсов. Для магистральных электровозов с нагрузкой на рельсы от движущей колесной пары в пре делах 22—23 т размер d' обычно равен 200 мм.

Из рис. 2 межцентровое расстояние U = Dc+A + f', (1) Таблица Двигатели Размер в мм НБ-4 1 ?М, НБ-4 13 НБ-4 1 ДПЭ-400 НБ-406 НБ-414В НБ-412К 545 566,5 600, 617,5 594 ц 890 968 968 968 D 231 200 220 209 d 59 211 203, 51 206 196, t 283,5 306 353, 143 с 266 313, 1105 1050 978 1003 f 1140 1060 174 171 171 171 k 1440 1440 1440 1440 В 133,5 130 120 120 b 155 148 141 141 b' 179, 1092 1160 1098 1098 I 1200 1200 1250 1250 1250 D П р и м е ч а н и е. В знаменателе даны размеры с учетом ребер жесткости, имеющихся на остове тягового двигателя.

где / ' — практически постоянная величина, равная 103—106 мм. Размер Д между наружной и внутренней поверхностями остова в месте располо жения катушек главных полюсов зависит от конструкции магнитной сис а — с литым остовом;

б — с шихтованной вставкой;

Dя —диаметр якоря;

б — воздушный зазор под серединой полюса;

1г высота полюса;

А — минимальная толщина остова дви п— гателя со стороны моторно-осевого подшипника;

D^—внутренний диаметр остова;

dQ— диа метр средней части оси колесной пары темы. Обычно его минимальное значение A m i n = 204-24 мм, при примене нии шихтованной вставки A m i n = 35-f-45 мм. Размер Dc зависит от диамет ра якоря, класса изоляции, числа полюсов. При предварительных расче тах тяговых двигателей с опорно-осевым подвешиванием, изоляцией ка тушек главных и дополнительных полюсов классов В и Н и изо ляцией якоря класса В для четырех полюсных двигателей отношение Оя - — можно принимать примерно равным 0,65—0,75, а для шестиполюс Uc ных двигателей — 0,7 — 0,8.

Задаваясь диаметром якоря в соответствии с уравнением (1) и отно Dя шением — —, определяют предварительно минимальный размер Ц. Р а з п 'С мер Ц при обычно применяемом корригированном зацеплении должен быть уточнен т а к ж е по размерам тяговой передачи. При этом „ Рз + с13 ( Z+ z \ = [ —— + 0,5 ) т, Ц= ( где Dз — диаметр делительной окружности зубчатого колеса в мм\ d3 — диаметр делительной окружности шестерни в мм\ Z — число зубьев з у б ч а т о г о колеса;

г — число зубьев шестерни;

т — модуль инструмента зубчатой передачи в мм.

Величины D3 и d3 определяют исходя из заданных скоростей движе ния электровоза, диаметра о б о д а д в и ж у щ е г о колеса и силы тяги.

Скорость электровоза v в км/ч и скорость вращения якоря двигателя п в об/мин связаны м е ж д у с о б о й зависимостями:

у = 0,189 —п М или п = 5,3 и, L где йб — диаметр д в и ж у щ е г о колеса по кругу катания в мм;

( i — передаточное отношение;

L D3 Z Сила тяги на о б о д е д в и ж у щ е г о колеса в кг / 4 = 367 — л з, v где Р — мощность на валу тягового двигателя в квт\ т}3 — к. п. д. зубчатой передачи.

Из условий ограничений размеров (рис. 3) наибольший диаметр де лительной окружности з у б ч а т о г о колеса предварительно определяют п о формуле D ^D — 2(Ь + т + у + Д к ), (3) 3 где у — зазор м е ж д у внутренней поверхностью к о ж у х а зубчатой переда чи и выступами з у б ч а т о г о колеса в мм;

обычно у = 7-г-10 мм\ Д к — толщина стенки к о ж у х а передачи;

Д к — Зч-6 мм.

Как видно из табл. 2, обычно Ь^ 120 мм.

М о д у л ь инструмента пг м о ж н о предварительно выбирать исходя из величины в р а щ а ю щ е г о момента при часовом режиме Мч по рис. 4.

С учетом выражения (2) определяют количество зубьев шестерни. При этом число зубьев шестерни с модулем 10—11 мм желательно иметь не менее 16;

отношение диаметра делительной окружности шестерни к с р е д нему диаметру конусной посадки шестерни на вал двигателя, исходя из условий прочности шестерни, д о л ж н о быть не менее 1,6. Затем произво дят корректировку передаточного отношения и уточняют электромагнит ный расчет двигателя.

Для уменьшения динамических воздействий на якорь тягового дви гателя и з у б ч а т у ю передачу при опорно-осевом подвешивании применя ют зубчатые колеса с упругими элементами (рис. 5 ).

З у б ч а т о е колесо состоит из венца ступицы 2, пружин 3 с упорами 4.

Усилие от венца к центру зубчатого колеса передается через выступ Д венца 1 на упор 4 упругого элемента и вследствие сдвига венца относи тельно ступицы 2 э т о усилие передается на выступ Е ступицы зубчатого колеса.

На рис. 6 дана конструкция тягового двигателя с опорно-рамным подвешиванием и передачей с полым валом. Двигатель укреплен жестко на раме тележки. В моторно-осевых подшипниках двигателя вращается полый вал, внутри которого проходит ось колесной.пары электровоза. Зубча тое колесо насажено на полый вал, ше стерня — на вал двигателя. В р а щ а ю 55?

щий момент передается полым валом через упругие резиновые шарниры, сое- /з диненные с колесными центрами. Рези новые втулки д о п у с к а ю т упругие де 1.2 формации в механизме передачи без абразивного воздействия, что увеличи вает срок с л у ж б ы привода.

Рис. 4. Зависимость модуля ин струмента для двухсторонней зубчатой передачи от номи нального момента тягового двигателя:

1 — для передачи с шестернями, имеющими прямые зубья;

2 — для Рис. 3. Определение наибольшего передачи с шестернями, имею диаметра зубчатого колеса щими косые зубья Конструкцией сочленения предусмотрена в о з м о ж н о с т ь смещения по лого вала относительно оси колесной пары в определенных пределах в л ю б о м направлении. Д о п у с к а ю т с я и угловые смещения, которые вызыва ются прогибом рессорного подвешивания локомотива. Привод с полым валом м о ж н о осуществить как при односторонней зубчатой передаче, так и при двухсторонней.

Расстояния м е ж д у к о ж у х о м зубчатой передачи и рельсом при таком подвешивании по сравнению с опорно-осевым подвешиванием тягового двигателя должны быть увеличены по с у щ е с т в у ю щ и м нормам для под рессоренных частей д о 150 мм. Этим определяется и величина зазора ео между о с ь ю и полым валом. Практически величина е 0 зависит от про садки рессорного подвешивания и в о з м о ж н ы х технологических неточ ностей.

Наибольший допустимый диаметр з у б ч а т о г о колеса м о ж н о опре делять по уравнению ( 3 ) ;

при э т о м необходимо иметь в виду, что рассто яние от нижней точки к о ж у х а зубчатой передачи д о головки рельса (размер Ь) д о л ж н о быть определено по методике, изложенной в Г О С Т е 9238—59. Обычно размер Ь равен 166—175 мм.

По условиям размещения тягового двигателя величину межцентро вого расстояния Ц определяют по уравнению (1) с заменой диаметра оси колесной пары d0 наружным диаметром полого вала:

d =d + 2 ( e 0 + Ane), (4),0 где ДПв — толщина стенки полого вала.

Для этого случая величину d0 принимают обычно равной 185—200 мм, величину ео = 45—55 мм, а толщину Д п в = 10—14 мм.

Таким о б р а з о м, при опорно-рамном подвешивании двигателя и при воде с полым валом размер межцентрового расстояния должен быть боль ше, а диаметр зубчатого колеса меньше по сравнению с приводом тяго вых двигателей с опорно-осевым подвешиванием. Этот вид привода по зволяет реализовать меньшие передаточные отношения, и поэтому он применяется преимущественно на пассажирских электровозах.

Рис. 7. Продольный разрез тягового двигателя с опорно-рамным подвешиванием и карданным приводом На рис. 7 показана конструкция тягового двигателя с опорно-рамным подвешиванием и карданным приводом. Карданный привод передает вращающий момент от полого вала тягового двигателя к шестерне зуб чатой передачи. Одна карданная муфта размещена внутри якоря, дру гая — со стороны шестерни, что обеспечивает колесной паре в о з м о ж н о с т ь перемещений как в осевом направлении, так и в вертикальном при про гибах первичного рессорного подвешивания. Такая конструкция привода позволяет реализовать достаточно большие передаточные отношения, а также использовать э т о т привод для грузовых электровозов.

Зазор k м е ж д у полым валом двигателя и торсионным валом м о ж н о предварительно принимать равным д о 30 мм, а зазор с м е ж д у о с т о в о м двигателя и о с ь ю — д о 8 мм. Эти размеры при последующем проектиро вании уточняют с учетом прогиба рессорного подвешивания, технологи ческих допусков на с б о р к у тягового двигателя, изготовления карданного вала и тележки. Н е д о с т а т к о м э т о г о привода является необходимость использования якоря б о л ь ш о г о диаметра (например, для двигателей мощностью примерно 700 кет Л = 700 мм).

§ 3. ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ НА ЭЛЕКТРОВОЗАХ С ВЫПРЯМИТЕЛЯМИ Питание тяговых двигателей постоянного тока на электровозах с о статическими преобразователями осуществляется при двухполупериод ном выпрямлении однофазного тока.

В первом приближении напряжение на з а ж и м а х выпрямительной установки U в с учетом только основной гармоники его пульсаций можно определить из выражения +Кпи sin (On), Ue=U(l где U — средняя величина выпрямленного напряжения, в ы р а ж а ю щ а я его постоянную с о с т а в л я ю щ у ю ;

Кпи — коэффициент пульсации напряжения;

(о п — угловая частота переменной составляющей, соответствующая удвоенной частоте f переменного тока, т. е. 100 гц\ Wn = 4nf.

Коэффициент пульсации ^'nmax тг пи = у—, А где Un щах — амплитудное значение переменней (пульсирующей) состав ляющей напряжения.

Величина Кпи зависит от характера выпрямления и угла коммутации вентилей выпрямительной установки. О б ы ч н о при двухполупериодном выпрямлении К п и ~ 0, 7 7. Средняя величина выпрямленного напряжения 2V U2 c o s а ~ 0,9U2 cos а, (5) U« я где U2 — действующее напряжение на вторичной о б м о т к е трансформа тора;

а — угол запаздывания открытия вентилей.

Коэффициент пульсации напряжения на з а ж и м а х отдельных элемен тов цепи выпрямленного тока Кпип меньше значений Кпи- Примерное значение Кпип м о ж н о определить из выражения KnUn ~ Кпи -^J-, (6) где 2 L и L n — соответственно полная индуктивность цепи выпрямленного тока и индуктивность рассматриваемого элемента п.

Так, например, для напряжения на коллекторе тягового двигателя величина коэффициента пульсации напряжения Кпия не превышает обыч но 0,10—0,12.

При изменениях напряжения на токоприемнике локомотива Uc соот ветственно изменяется и средняя величина выпрямленного напряжения U.

На изменение этой величины влияют т а к ж е изменения падений напряже ния в преобразовательной установке локомотива AUnp. При этом величи на U м о ж е т быть выражена следующим о б р а з о м :

U= -^-AU (7) nPl А п.р где Кпр — коэффициент преобразования локомотива;

К п р ~ 1 Л К т ( К т — коэффициент трансформации тягового т р а н с ф о р м а т о р а ).

Величина A U n p приблизительно пропорциональна току нагрузки /, чем вызвана линейная зависимость U ( I ) при напряжении на токоприем нике Uc = const, приведенная на рис. 8. Номинальное значение напря жения UH, на которое рассчитывают тяговый двигатель, относится обыч но к номинальному току / м. При всех других режимах нагрузки напряже ние l/=I/K[l + ( / _ / )^-] = UH[l + (I-In) Znp], (8) K г д е znp — приведенное к цепи двигателя сопротивление выпрямительной установки в ом\ _ dU -~df' Znp При токах, меньших номинального, величина UUHl а при токах б о л е е номинального UUH. Таким о б р а з о м, при колебаниях напряжения на токоприемнике локомотива и при изменениях падения напряжения в выпрямительной установке результирую щие колебания напряжения на зажимах тяговых двигателей могут д а ж е превы шать колебания напряжения в двигате л я х локомотивов постоянного тока.

Пульсации выпрямленного напряже ния вызывают и пульсации тока тяговых двигателей, которые тем больше, чем меньше 'индуктивность в их цепи. Так ж е как и для напряжения, относительную величину пульсаций выпрямленного тока можно выразить коэффициентом пульса ции тока Рис. 8. Зависимость напряже ния на двигателе от нагрузки (9) = где I — постоянная с о с т а в л я ю щ а я тока;

/ п т а х — амплитудное значение переменной составляющей тока.

Величина Kni определяется из выражения Km « Knu—т^пг » 00) т д е EL — полная индуктивность цепи выпрямленного тока, отнесенная к одному двигателю и состоящая в основном из индуктивности двигателя Lqq и индуктивности с г л а ж и в а ю щ е г о реактора L p.

Из уравнения (10) видно, что полное отсутствие пульсаций тока, т. е.

0, в о з м о ж н о только при 2 L = oo. Т а к у ю индуктивность обеспечить Kni= практически невозможно, потому при номинальном режиме обычно вели чину K m ограничивают значением К т ^ 0, 2 - ^ - 0, 2 5. Действительные ве личины коэффициентов пульсации тока при изменениях относительной величины нагрузки — приведены для некоторых электровозов на рис. 9.

'и Коэффициенты пульсации в о з р а с т а ю т при снижении нагрузки, соответст вующем более высоким скоростям движения локомотива.

Пульсации выпрямленного напряжения и особенно тока затрудняют условия работы тяговых двигателей, ухудшая их коммутацию, увеличи вая магнитные и дополнительные потери.

Как показывают исследования, при работе двигателя на пульсирую щем токе в отличие от работы его на постоянном токе всегда появляются несбалансированные э. д. с. коммутации. Они имеют наибольшие значе ния при максимальных отклонениях нагрузки от номинальной и особен но при ее снижении в случае повышения напряжения, при максимальном ослаблении поля, т. е. в режимах работы, близких движению электровоза с максимальной скоростью. Повышение действующего значения тока по сравнению с его постоянной составляющей, возникновение вихревых то ков, вызванных пульсацией магнитных полей, приводит к дополнитель ным потерям в витках о б м о т о к, стальных магнитопроводах и деталях двигателя, находящихся в зоне пульсирующих полей. Это увеличивает нагрев отдельных частей двигателя.

Уменьшение пульсации тока ниже указанных выше пределов связано с необходимостью применения чрезмерно больших сглаживающих реак торов.

Пульсации магнитного потока главных п о л ю с о в дополнительно сгла живают шунтированием обмотки возбуждения двигателя активным со противлением, в 10—20 раз большим К/7/ активного сопротивления обмотки. При °/о относительно большом индуктивном сопротивлении обмотки возбуждения большая часть переменной составляю щей тока протекает через шунт, минуя о б м о т к у возбуждения. При этом пуль сации тока обмотки резко уменьша ются.

20 Обычно постоянная составляющая тока возбуждения 1 г п составляет 0,9 — 0,97 постоянной составляющей тока двигателя I и может быть определена:

0,2 ОМ Ю -f 0,6 0, Рис. 9. Зависимость коэффициента 1гп = -7Г-7-—1-, (П) пульсации выпрямленного тока от на- Rui~\~ Г гп грузки тягового двигателя:

где г г п — активное сопротивление о б 1 — электровоз ВЛ60, 29-я позиция;

2 — мотки возбуждения двига электровоз ВЛ60, 33-я позиция;

3 — элек тровоз BJI51, 33-я позиция теля;

R m — сопротивление шунта.

С учетом влияния вихревых токов о б м о т к а возбуждения для пере менной составляющей тока может рассматриваться как чисто индуктив ное сопротивление хгп. Переменная с о с т а в л я ю щ а я тока в ней I пгп — In* (12) +х 1R ш гп где 1 п — переменная с о с т а в л я ю щ а я тока в цепи двигателя.

Переменная с о с т а в л я ю щ а я тока в шунте — (13) I Пу I пш УК2 + ' ш где К ш — коэффициент, имеющий разные значения для различных гар моник переменной с о с т а в л я ю щ е й тока;

Кш = ЯшХгп Величина К уменьшается в 2 — 3 раза и более соответственно крат ности частот гармоник. Таким о б р а з о м, гармоники более высокого по рядка еще эффективнее отводятся от о б м о т к и возбуждения и практиче ски полностью протекает через шунт [53].

Переходные процессы в силовой цепи электровозов не являются редкими явлениями. Их частое возникновение характеризует специфиче ские условия работы электровозов и тяговых двигателей. При разработке схем электровозов надо принимать такие решения, которые обеспечивают более благоприятное протекание переходных процессов.

Так, например, на характер переходных процессов влияет с п о с о б включения сглаживающих реакторов. При групповом включении сгла ж и в а ю щ е г о реактора, т. е. при включении одного реактора в цепь нескольких двигателей, соединенных параллельно (рис. 10, а ), величина контурных уравнительных токов / к, возникающих при переходных процес сах, связанных с резким изменением напряжения U e, ограничена лишь внутренним сопротивлением двигателей Где и характер их протекания оп ределяется постоянной времени контуров Тп. Для контура двух двига телей Тп = ^ с е к. (14) Где При индивидуальном включении сглаживающих реакторов (рис. 10, б ), т. е. когда каждый из них включен в цепь одного тягового Рис. 10. Схемы включения сглаживающих реакторов в цепь тяговых двигателей двигателя, величина контурного тока определяется не только сопротивле нием га*, но и сопротивлением с г л а ж и в а ю щ е г о реактора г р. Постоянная времени контурного тока / к в этом случае Тк =. (15) Из сравнения этих условий видно, что при высоких индуктивностях сглаживающих реакторов в случае индивидуального включения ампли тудные значения тока меньше, чем при групповом включении, переходный процесс протекает более плавно, что менее опасно для работы двигателей.

С другой стороны, при применении индивидуальных сглаживающих реакторов несколько повышается склонность к разносному б о к с о в а н и ю отдельных колесных пор.

Значительное влияние на условия работы двигателей в неустановив шихся режимах оказывают с п о с о б ы ослабления поля.

Так, шунтировка поля с включением только активных сопротивлений параллельно о б м о т ке возбуждения, установленной на некоторых электровозах переменного тока, приводит к значительному ухудшению условий работы двигателей при переходных процессах. Н е д о с т а т о к э т о г о с п о с о б а проявляется в на рушении расчетного соотношения н. с. (намагничивающих сил) о б м о т о к якоря и главных п о л ю с о в при переходных процессах, что снижает их коммутационную надежность в процессе эксплуатации. Для сохранения соотношения н. с. обмотки возбуждения и якоря при переходных процес с а х п о с л е д о в а т е л ь н о с активным с о п р о т и в л е н и е м шунта н е о б х о д и м о в к л ю ч а т ь индуктивность (индуктивный ш у н т ). Э т о о с у щ е с т в л е н о на всех э л е к т р о в о з а х п о с т о я н н о г о т о к а и на многих э л е к т р о в о з а х переменного т о ка с выпрямителями. О д н а к о ч а с т о для снижения веса и уменьшения раз м е р о в индуктивных ш у н т о в у м е н ь ш а ю т их индуктивность, что снижает э ф ф е к т и в н о с т ь ш у н т о в. Ч т о б ы о б е с п е ч и т ь у д о в л е т в о р и т е л ь н ы е переход ные п р о ц е с с ы без увеличения веса о б о р у д о в а н и я индуктивными шунтами с целью о с л а б л е н и я поля, и с п о л ь з у ю т с п о с о б секционирования о б м о т о к в о з б у ж д е н и я путем изменения числа д е й с т в у ю щ и х витков к а т у ш е к глав ных п о л ю с о в. И н о г д а п р и м е н я ю т и м е т о д п о с л е д о в а т е л ь н о - п а р а л л е л ь н о го переключения к а т у ш е к. В э т о м с л у ч а е д о с т и г а е т с я т о т ж е э ф ф е к т, что и при секционировании о б м о т к и, но без у с л о ж н е н и я конструкции ка тушки.

§ 4. ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ДВИГАТЕЛЕЙ Д л я м а г и с т р а л ь н ы х э л е к т р о в о з о в п р и м е н я ю т о б ы ч н о т я г о в ы е двига тели п о с л е д о в а т е л ь н о г о в о з б у ж д е н и я, к о т о р ы е и м е ю т с у щ е с т в е н н ы е пре и м у щ е с т в а по с р а в н е н и ю с д в и г а т е л я м и с м е ш а н н о г о и параллельного в о з б у ж д е н и я. У двигателей п о с л е д о в а т е л ь н о г о в о з б у ж д е н и я б о л е е рав номерно распределяется нагрузка F3Kr • А -при р а с х о ж д е н и и их э л е к т р о м е х а н и ческих х а р а к т е р и с т и к результате в н е и з б е ж н ы х отклонений п а р а м е т р о в А о т н о м и н а л ь н ы х в пределах д о п у с к о в. На распределение нагрузки та V \ \\ ких двигателей в л и я ю т (но в мень \ 20000 шей степени) отклонения д и а м е т р о в \\ д в и ж у щ и х к о л е с по кругу катания.

У двигателей п о с л е д о в а т е л ь н о г о С 4 в о з б у ж д е н и я н а г р у з к а в с и с т е м е тя г о в о г о э н е р г о с н а б ж е н и я распреде \ \ V4 ляется б о л е е р а в н о м е р н о, так как NN \ -50% при изменениях профиля пути и на Чч пряжения на токоприемнике л о к о м о -50% тива к о л е б а н и я тока у этих двигате 100% 80 v км/ч лей меньше, чем у двигателей д р у 30 ЬО 50 гих с и с т е м в о з б у ж д е н и я.

Рис. И. Тяговые характеристики П е р е х о д н ы е р е ж и м ы у двигате электровоза ВЛ22 М :

лей п о с л е д о в а т е л ь н о г о в о з б у ж д е н и я 1 — с тяговыми двигателями НБ-411;

2-е тяговыми двигателями ДПЭ- по с р а в н е н и ю с д в и г а т е л я м и д р у г и х систем в о з б у ж д е н и я п р о х о д я т в б о лее б л а г о п р и я т н ы х у с л о в и я х [1, 25], что о б е с п е ч и в а е т б о л е е в ы с о к у ю э к с п л у а т а ц и о н н у ю н а д е ж н о с т ь двигателей.

В з а в и с и м о с т и о т с о о т н о ш е н и я н. е., п р и х о д я щ и х с я на стальные у ч а с т ки магнитной цепи и в о з д у ш н ы й з а з о р, э л е к т р о м е х а н и ч е с к и е х а р а к т е р и стики т я г о в ы х двигателей м о г у т с у щ е с т в е н н о различаться. Д л я примера на рис. 11 приведены с р а в н и т е л ь н ы е т я г о в ы е х а р а к т е р и с т и к и э л е к т р о в о з о в п о с т о я н н о г о т о к а В Л 2 2 М с д в и г а т е л я м и Д П Э - 4 0 0 и НБ-411. М о щ н о с т ь этих двигателей при ч а с о в о м р е ж и м е о д и н а к о в а я и равна 400 кет, но их х а р а к т е р и с т и к и с у щ е с т в е н н о о т л и ч а ю т с я. Д в и г а т е л ь НБ-411 имеет менее н а с ы щ е н н у ю м а г н и т н у ю с и с т е м у, что д о с т и г н у т о увеличением в о з д у ш н о г о з а з о р а и применением б о л е е р а ц и о н а л ь н о й ф о р м ы наконечника главных п о л ю с о в. И з х а р а к т е р и с т и к видно, что при с к о р о с т и 70 км/ч сила тяги э л е к т р о в о з а с д в и г а т е л я м и НБ-411 увеличивается при полном поле в 1,8 раза, а при ослаблении поля — более чем в 2 раза. Соответственно увеличивается и мощность электровоза.

Использование мощности в широком диапазоне скоростей движения зависит от степени насыщения магнитной системы двигателя и его спо с о б н о с т и устойчиво работать по условиям коммутации при глубоком ос лаблении поля. Степень насыщения характеризуется отношением с у м м а р ной намагничивающей силы всех участков магнитной цепи машины к на магничивающей силе воздушного зазора, называемым коэффициентом насыщения:

= 06) где F — суммарная н. с. при номинальном режиме;

F 6 — н. с. воздушного зазора.

Величину Кн для номинального режима тягового двигателя обычно принимают равной 1,6—2,2.

В электрических машинах с компенсационной о б м о т к о й воздушный зазор м о ж н о уменьшать по сравнению с зазором в машинах без компен сационной о б м о т к и, так как Ы (Kfl/Ч) н. с. компенсационной о б м о т ки полностью компенсирует или значительно уменьшает влияние реакции якоря на основной магнитный поток.

Этим обеспечивается более равномерное распределение напряжения по окружности коллектора, а следователь но, понижение максималь ных межламельных напря жений.

Таким о б р а з о м, не сни жая эксплуатационной на 200 300 т 500 600 700 J а дежности двигателей, м о ж н о повысить, если это необходи- Рис. 12. Скоростные характеристики тяго вых двигателей:

мо, их номинальное напря 1 — двигателя НБ-412М;

2 — двигателя НБ-412К;

жение. При проектировании 1 ц — ток якоря в часовом режиме можно принимать большие средние напряжения м е ж д у коллекторными пластинами. Это позволяет вписать в заданный габарит тяговый двигатель большей мощности или при данной мощности умень шить вес двигателя.

На рис. 12 показаны скоростные характеристики тягового двигателя НБ-412М без компенсационной обмотки и двигателя НБ-412К с компен сационной о б м о т к о й электровозов BJI60. Из сопоставления этих харак теристик видно, что двигатели НБ-412К вследствие повышения номиналь ного напряжения с 1450 д о 1600 б и большего снижения насыщения маг нитной системы при предельном ослаблении поля позволяют при скорости движения 100 км/ч использовать на 16% больше мощности.

При применении компенсационной обмотки существенно облегчают ся потенциальные условия на коллекторе и коммутационные процессы в переходных режимах. Таким о б р а з о м, возникает в о з м о ж н о с т ь применять более глубокое ослабление поля и лучше использовать мощность двигате лей при высоких с к о р о с т я х движения локомотива.

2 Заказ 1278 _.

prH,'.v ' • ' :ОЕ" w z 7 ;

и ;

' с ;

: т Е Н Оценивая возможности использования мощности тягового двигателя,, необходимо учитывать как степень насыщения его магнитной системы, так и степень допустимого ослабления поля. Количественные с о о т н о ш е ния между используемой м о щ н о с т ь ю при максимальной скорости движе ния, насыщением магнитной системы и степенью ослабления поля м о ж н о установить из рассмотрения магнитных характеристик двигателя. Из электромеханических характеристик м о ж н о определить номинальный ток двигателя (при полном п о л е ), соответствующий номинальной скоро сти движения локомотива, и минимальный ток, соответствующий кон структивной скорости, при наиболее глубоком ослаблении поля, который оценивают коэффициентом ослабления поля р - 1гп pmin — »

1я где 1гп — ток возбуждения в а\ I я — ток якоря в а.

При изменении тока возбуждения от номинальной д о минимальной величины и, следовательно, при изменении скорости движения электрово за от номинальной д о конструктивной, соответствующей минимальной степени возбуждения, магнитный поток изменится от Ф м д о Фщш- Как из вестно, для двигательного режима идв = Е + 1гд6-=СпФ + 1 гдвл где Ude — напряжение двигателя в в\ Е — противоэлектродвижущая сила двигателя в в\ п — скорость вращения в об/мин\ С — машинная постоянная;

Ф — магнитный поток в мкс.

Если пренебречь падением напряжения в цепи, то и~Е = СпФ.

Напряжение двигателя при заданном порядке его включения в систе ме электрооборудования м о ж н о считать величиной постоянной, тогда и произведение пф при изменении потока — т а к ж е приблизительно посто янная величина, т. е.

н— «тахФпШъ пнФ где пн и Фн — скорость вращения и поток при номинальном режиме;

Яшах — скорость вращения двигателя, соответствующая макси мальной скорости электровоза;

Фш1п — минимальная величина магнитного потока.

В о б щ е м случае ПопФоп = ПппФпп ( 17) В выражении (17) и далее величины с индексами пп относятся к ра боте двигателя в режиме полного поля, с индексами on — в режиме о с лабленного поля.

Отсюда «max Фн Пн ФшШ Величины AZmax и пн являются параметрическими величинами, кото рые устанавливают при проектировании тягового двигателя.

Кроме того, Ятах Фн_ ^ = = = (18) Фщш Пн VH где vDK — конструктивная скорость электровоза в км/ч;

VH — номинальная скорость электровоза в км/ч\ k v — скоростной коэффициент.

Из рис. 13 следует, что намагничивающие силы (19) Р п п = Ф п п t g фпп = /пп^гп;

(20) Fon = Ф о п t g ф o n = Jоп^гпPmin угол между о с ь ю ординат и прямой, проходящей через начало ГДе ф п п координат и точку на кривой намагничивания, соответствую щ у ю режиму полного поля;

Фоп — угол между о с ь ю ординат и прямой, проходящей через начало координат и точку на кривой намагничивания, соответствую щ у ю режиму ослабления поля;

w2n — число витков обмотки возбуждения (на п о л ю с ).

Из выражений (19) и (20) с уче том выражения (17) имеем on п пп t g ф on Ф о п t g фоп ^фт, Fnn Ф п п t g фпп tgфon tg6 I on PiBin (21) Поп tgф?i tg где б — угол между о с ь ю ординат и прямолинейной частью 'Son 6пп кривой намагничивания.

Рис. 13. Кривая намагничивания тяго Из рис. 13 следует, что, * on р вого двигателя:

/ — полное поле;

2 — ослабленное поле tgфoп = Фо t g фпп = Фг 6 пп 6 on tg6 = Фг Фо пп ^боп— н с* в воздушном зазоре при полном и ослабленном где и поле.

Из этих зависимостей имеем p t g фоп on — к (22) — А«оП) tg ^6 on tgфnn Fnn (23) Кнппу = tg о nn ГДе И — коэффициенты насыщения при ослабленном и пол Кпоп Кнпп ном поле.

Подставив в выражение (21) значения из выражений (22) и ( 2 3 ), получим tgфоп Fon _ Поп Поп Кноп tg б ^onpmln (24) Fnn Нпп Ппп Кнпп Inn t g фпп tgfi Из уравнения (24) следует, что Кноп /Осч I —1 Поп * О — * П 11 • J7 • ~~. vZO) flnn *\нпп Pmln Р а в е н с т в о (25) с п р а в е д л и в о при всех т о к а х в интервале изменения коэффициента ослабления поля в пределах от p m i n д о 1.

Если в выражение (25) п о д с т а в и т ь значение т о к о в двигателя, ско ростей вращения якоря и коэффициентов насыщения, с о о т в е т с т в у ю щ и е номинальному р е ж и м у и р е ж и м у при конструктивной с к о р о с т и движения электровоза и предельном ослаблении поля электродвигателя, т о получим j j ^тпах Кноп 1 j Кноп (26) Ян Кн Kh^v Pmln Pmin где k v — коэффициент, равный о т н о ш е н и ю конструктивной скорости э л е к т р о в о з а к номинальной.

М о щ н о с т ь т я г о в о г о двигателя при д а н н о м напряжении, если прене бречь изменением величины к. п. д., пропорциональна току. П о э т о м у вы ражение (26) определяет м о щ н о с т ь т я г о в о г о двигателя при предельном ослаблении поля и конструктивной с к о р о с т и э л е к т р о в о з а. Таким о б р а з о м, при расчете двигателя в о з м о ж н о предопределить или оценить использо вание его м о щ н о с т и при конструктивной с к о р о с т и величинами pmin и Кн так как коэффициент k v з а д а ю т при проектировании э л е к т р о в о з а, и он не м о ж е т изменяться по у с м о т р е н и ю к о н с т р у к т о р а.

Предельный коэффициент ослабления поля p m i n о п р е д е л я ю т по усло виям коммутации т я г о в о г о двигателя. Как известно, магнитное поле главных п о л ю с о в двигателя п о д действием реакции якоря и с к а ж а е т с я, что приводит к н е б л а г о п р и я т н о м у распределению м е ж л а м е л ь н ы х напря жений по о к р у ж н о с т и коллектора, с н и ж а ю щ е м у потенциальную устойчи вость двигателя в отношении п е р е б р о с о в и круговых огней.

В о б щ е м случае, например при р а б о т е на п р о м е ж у т о ч н ы х ступенях, когда напряжение двигателя отличается от номинального, в уравнение (26) в в о д я т отношение - р - (где U — фактическое напряжение двигателя Uн при конструктивной с к о р о с т и,. U H — напряжение при номинальной на грузке).

Тогда KhouU Ion—In ГЛАВА II ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ § 5. ОСНОВНЫЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ Номинальные режимы. Как указывалось выше, тяговый двигатель работает с резко меняющимися нагрузками. Отдельные его части могут предельно нагреться как при кратковременных перегрузках, так и под действием длительной постоянной нагрузки. Для сравнительной оценки работы тяговых двигателей установлены два номинальных режима: про должительный или длительный и часовой.

Длительный режим тягового двигателя определяется наибольшим током, который может выдержать двигатель на испытательном стенде в течение неограниченного времени, причем превышение температуры его частей над температурой о к р у ж а ю щ е г о воздуха не д о л ж н о выходить за пределы, указанные в табл. 1.

Ч а с о в о й режим тягового электродвигателя определяется наиболь шим током, который может выдержать двигатель в охлажденном состоя нии при испытании на стенде в течение 1 ч, причем превышение темпера туры частей двигателя над температурой о к р у ж а ю щ е г о воздуха не д о л ж но выходить за пределы, данные в табл. 1.

Соотношение длительной и часовой мощностей определяет эффектив ность вентиляции тягового двигателя. Часовой режим характеризует теп лоемкость двигателей и используется для их сравнительной оценки и про ведения контрольных испытаний.

В табл. 3 даны основные параметры некоторых двигателей электро возов. Для большинства современных тяговых двигателей удельный рас ход воздуха составляет 2,1—2,7 м3/мин-кет. Повышение теплопроводно сти изоляционных материалов, совершенствование конструкции и техно логии изготовления о б м о т о к, рациональное конструктивное выполнение воздухопроводов и распределение воздушных потоков внутри двигателя приводят к снижению размеров двигателя, лучшему использованию ма териалов, понижению теплоемкости двигателя, что уменьшает разницу между значениями ч а с о в о г о и длительного тока.

Номинальное напряжение. Тяговые двигатели электровозов посто янного тока, которые питаются непосредственно от контактной сети, име ют два номинальных напряжения: напряжение на зажимах U и напряже ние на токоприемнике локомотива Uc. Напряжение Uc соответствует нор мам, установленным для номинальных напряжений в контактной сети.

Напряжение U кратно Uc и зависит от минимального числа двигателей, включаемых последовательно при работе электровоза.

Номинальное напряжение тяговых электродвигателей электровозов переменного тока соответствует номинальной нагрузке двигателя при Таблица Двигатели Параметры НБ-4 14Б TAO-649 ЗВ-З I 7/2За НБ-4 НБ-406Б Мощность в квт\ длительная 730 755 720 часовая 810 795 825 Номинальное напряжение тягового двигателя в б 950 2 Отношение длительного тока ма шины к часовому 0, 0,9 0,95 0,872 0, Класс изоляции:

якоря В В Н В В остова В Н Н В В Количество продуваемого воздуха в мв/мин 122 Часовой вращающий момент в кГ-м 870 Вес двигателя в кг 3850 563 Вес сердечника якоря в кг... Объем сердечника якоря в дм3.. 146 Вес двигателя в кг, приходящийся на 1 кет мощности:

длительной 12,3 13, 5,48 4,77 5, часовой 10, 4,93 4,66 10, 4, Отношение веса двигателя к вра щающему моменту в.кг/кГ-м:

6,23 12, при длительном режиме... 4,78 9, 4, при часойом режиме 5,23 4, 4,15 7,77 8, Отношение веса сердечника якоря 0, 0, 0,735 0,685 0, к часовому моменту в кг/кГ-м Удельный расход вентиляционного воздуха 1 в мъ/(мин - кет):

2,97 2, 2,43 3, при длительном режиме... 2, 2,68 2,18 2,12 2, при часовом режиме.... 2, вентилирующего воздуха — отношение 1 Удельный расход полного расхода воздуха к по терям мощности в двигателе.

номинальном напряжении на токоприемнике. При этом на напряжение двигателя влияет т а к ж е падение напряжения в преобразовательной установке электровоза.

Диапазон мощностей. На магистральных грузовых электровозах постоянного тока тяговые двигатели обычно имеют мощность в пределах 400—650 кет, которая позволяет реализовать силу тяги на одну колесную пару при часовом режиме в пределах 4000—5000 кГ и конструктивную скорость электровоза в пределах 75—100 км/ч. В б у д у щ е м для этих электровозов предполагается применять тяговые двигатели мощностью 750 кет, обеспечивающие силу тяги 5500 кГ и конструктивную скорость 110—120 км/ч.

На грузовых электровозах переменного тока мощность тяговых дви гателей составляет 700—800 кет при силе тяги на одну колесную пару в пределах 5300—5600 кГ и конструктивной скорости 100—110 км/ч.

На этих электровозах предполагается устанавливать двигатели мощно стью 900 кет, обеспечивающие силу тяги д о 6000 кг и конструктивную ско рость 110—120 км/ч.

Увеличение коэффициента тяги у электровозов переменного тока по сравнению с электровозами постоянного тока связано с тем, что тяговые двигатели электровозов переменного тока включены, как правило, парал лельно, что позволяет использовать более высокий коэффициент сцепле ния и снижает опасность разностного боксования.

Число полюсов. Тяговые двигатели магистральных электровозов постоянного и переменного тока является преимущественно четырехпо люсными или шестиполюсными. Двигатели грузовых электровозов посто янного тока с номинальным напряжением 1500 в м о щ н о с т ь ю д о 750 кет обычно четырехполюсные. На электровозах переменного тока при мощ ности двигателей свыше 750 кет и f / ^ 1000 е преимущественное распро странение имеют шестиполюсные двигатели.

Четырехполюсные двигатели имеют четыре щеткодержателя, у д о б ный доступ к которым в эксплуатации возможен без применения поворот ной траверсы. Отсутствие поворотной траверсы щ е т к о д е р ж а т е л е й — б о л ь шое преимущество четырехполюсных двигателей. При этом обеспечивает ся большая надежность крепления щеткодержателей, снижается возможность их вибраций, надежно фиксируются геометрические нейтра ли двигателя. Однако четырехполюсные двигатели по сравнению с шести полюсными двигателями при сопоставимых электромагнитных нагрузках имеют примерно на 8 — 1 5 % больший вес вследствие увеличения размеров магнитопроводов, лобовых частей обмотки якоря и коллектора. Выпол нить четырехполюсный двигатель с указанными выше параметрами при существующих щетках и изоляционных материалах трудно из-за больших токов якоря (более 800 а ), сложности конструкции коллектора и щетко держателей.


Двигатели опорно-рамного подвешивания с карданными приводами, в которых необходимо увеличить диаметр якоря для размещения приво да, обычно имеют т а к ж е шесть полюсов. Шестиполюсные двигатели по •сравнению с четырехполюсными т р е б у ю т более высокой точности изго товления магнитной системы, узла щеткодержателей и коллектора.

§ 6. ЗАВИСИМОСТЬ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ТЯГОВОГО ДВИГАТЕЛЯ ОТ НАПРЯЖЕНИЯ НА КОЛЛЕКТОРЕ В тяговых двигателях электровозов постоянного тока уровень изоля ции относительно корпуса определяется напряжением Uc, которое для магистральных дорог принято равным 3000 в;

при этом номинальное на пряжение U обычно составляет 1500 в. Для электровозов переменного тока номинальное напряжение двигателя надо определять технико-эко номическими расчетами, исходя из минимального веса и стоимости элек трооборудования при обеспечении его надлежащей эксплуатационной надежности. Обычно для тяговых двигателей м о щ н о с т ь ю 800—1000 кет принимают номинальное напряжение в пределах 750—1100 в.

На рис. 14 дана примерная зависимость веса g тягового двигателя, приходящегося на 1 кет мощности от его напряжения. За 100% принят вес g тягового двигателя с номинальным напряжением 1500 в цри часо вой мощности.

Для построения этой кривой были рассмотрены расчетные варианты некомпенсированных тяговых двигателей при геометрических размерах и электромагнитных нагрузках, оптимальных для данного напряжения.

Были выдержаны одинаковыми следующие показатели:

1) максимальная окружная скорость на коллекторе и к т а х ;

2) коэффициент устойчивости Ку\ 3) коэффициент насыщения Кп\ 4) отношение максимальной скорости к часовой — коэффициент kv\ 5) класс изоляции о б м о т о к якоря, главных и дополнительных по люсов.

Р а с ч е т н ы е варианты двигателей были выполнены для нормальной ширины колеи и д в у х с т о р о н н е й з у б ч а т о й передачи. О д и н а к о в ы е величины к о э ф ф и ц и е н т о в Ку, Кн и kv предопределили их о д и н а к о в ы е регулировоч ные с в о й с т в а.

Из рис. 14 видно, что вес т я г о в ы х двигателей при снижении номи нального напряжения с 1500 д о 1000 в у м е н ь ш а е т с я примерно на 11%.

Э т о д о с т и г а е т с я у м е н ь ш е н и е м т о л щ и н ы к о р п у с н о й изоляции о б м о т о к, что позволяет л у ч ш е и с п о л ь з о в а т ь з у б ц о в ы й слой якоря и снизить сопротив ление изоляции т е п л о в о м у п о т о к у.

На рис. 15 д а н ы величины к о э ф ф и ц и е н т а заполнения паза якоря k в з а в и с и м о с т и от его у р о в н я изоляции о т н о с и т е л ь н о к о р п у с а машины, а на рис. 16 — т о л щ и н а к о р - кг пуснои изоляции в зави- о, симости от напряжения Uc. Как видно из этих ри- уС о,ц сунков, для л у ч ш е г о ис пользования активного // д кг/квт % 0, 1000 Uc Рис. 15. Зависимость коэффициента заполнения паза от номинального напряжения сети Uc при располо жении проводников в пазу:

/ — вертикальном;

2 — горизонтальном ZI Рис. 14. Зависимость веса двигателя, приходящегося Рис. 16. Зависимость толщины односторонней на 1 кет мощности, от но корпусной изоляции паза якоря от номиналь минального напряжения •ного напряжения сети U c двигателя слоя якоря и получения м и н и м а л ь н о г о веса двигателей электровозов, переменного тока ц е л е с о о б р а з н о в ы б и р а т ь н о м и н а л ь н о е н а п р я ж е н и е ни ж е 1500 в. При э т о м у л у ч ш а ю т с я их технико-экономические показатели.

И з кривых ( с м. рис. 15) т а к ж е следует, что при прочих р а в н ы х у с л о в и я х использование активного слоя якоря у л у ч ш а е т с я при г о р и з о н т а л ь н о м р а с п о л о ж е н и и п р о в о д н и к о в в пазу.

При проектировании тяговых электродвигателей большой мощности о б ы ч н о ц е л е с о о б р а з н о п р е д у с м о т р е т ь как м о ж н о б о л ь ш е п р о в о д н и к о в якоря, что п о з в о л я е т у м е н ь ш и т ь магнитный поток, сечение м а г н и т о п р о в о дов, а э т о п о н и ж а е т о б щ и й в е с т я г о в о г о двигателя.

В в ы с о к о в о л ь т н ы х д в и г а т е л я х к о л и ч е с т в о п р о в о д н и к о в якоря о б ы ч н о ограничено величиной к о л л е к т о р н о г о деления, минимально в о з м о ж н о й по конструктивным и т е х н о л о г и ч е с к и м с о о б р а ж е н и я м (деление не у д а е т ся выполнить менее 4 мм), а в н и з к о в о л ь т н ы х д в и г а т е л я х — т е п л о в ы м и п а р а м е т р а м и якоря.

Д л я обеспечения у с т о й ч и в о с т и двигателя против д у г о о б р а з о в а н и я на коллекторе м е ж л а м е л ь н о е н а п р я ж е н и е не д о л ж н о п р е в ы ш а т ь опреде ленной величины. Для некомпенсированных тяговых двигателей мощно стью 800 кет обычно допускают при номинальном напряжении на зажи мах среднее межламельное напряжение еср примерно 17 в.

В тяговых двигателях электровозов постоянного то.ка, предназначен ных для работы в режиме электрического торможения, величину еср не сколько снижают. В двигателях электровозов переменного тока также понижают значение еср и ограничивают напряжение на зажимах двигате ля для режимов электрического торможения.

Для двигателей с компенсационной о б м о т к о й величина еср может быть повышена, так как в этих двигателях существенно уменьшается ис кажение потенциальной коллекторной кривой.

Известно, что *ср = ~ / Г ' (27) где 2р — число полюсов;

К — число коллекторных пластин.

Число коллекторных пластин ^_ я DK (Зк где DK — диаметр коллектора по рабочей поверхности в мм\ • р к — коллекторное деление в мм.

Подставив значение К в выражение ( 2 7 ), получим Рк DK = U2p. (28) 7l6c.jp Таким о б р а з о м, диаметр коллектора, а следовательно, и диаметр якоря прямо пропорционален номинальному напряжению, числу полю сов и обратно пропорциональны величине среднего межламельного на пряжения. При прочих равных условиях размеры и вес компенсирован ных тяговых двигателей вследствие в о з м о ж н о с т и повышения еср меньше, чем у некомпенсированных двигателей.

Тяговые двигатели являются высоконапряженными машинами. Вы бор их расчетных параметров должен производиться путем детальных расчетов, глубокого анализа рас- Таблица четных вариантов и эксперимен Двигатели тальных данных построенных двигателей. * из Ю С О Показатели о — чГ т Г iь L Q § 7. ВЛИЯНИЕ ОСНОВНЫХ (О X X X ПАРАМЕТРОВ ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ НА ИХ ТЕХНИКО 3000* ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ Напряжение в в..

Выше указывалось, что при Вес в кг 5000 заданной номинальной мощности Мощность в кет,.. величина напряжения тягового Стоимость материала двигателя существенно влияет на в% Основная заработная его размеры и вес.

7 плата в %...

Для выяснения влияния па- Накладные расходы раметров тяговых двигателей на в% его стоимость в табл. 4 рассмот- * В числителе дано напряжение, на кото рена себестоимость тяговых элек- рое рассчитана корпусная изоляция обмоток двигателя, а в знаменателе — напряжение на тродвигателей с различным номи- коллекторе двигателя.

нальным напряжением.

Основной фактор, определяющий себестоимость тягового двигате ля,— стоимость изоляционных и конструктивных материалов (см.

табл. 4 ). Как отмечено выше, при снижении напряжения на зажимах двигателя д о оптимальной величины понижается его вес, уменьшается расход изоляционных и конструктивных материалов. При этом повы шается доля заработной платы в себестоимости двигателя. При увеличе нии числа полюсов двигателя трудоемкость его изготовления обычно несколько возрастает. Для определения ориентировочной стоимости С вновь проектируемого двигателя, если известна стоимость Cj близкого по мощности прототипа, м о ж н о пользоваться формулой (29) где G, Р и р — соответственно вес, мощность и число пар полюсов про ектируемого двигателя;

Gj, Р и р 1 — те же данные для прототипа двигателя.

ГЛАВА III КОММУТАЦИЯ В ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЯХ § 8. ОСНОВЫ ТЕОРИИ КОММУТАЦИИ Для работы тяговых двигателей первостепенное значение имеет обеспечение нормальной коммутации (безыскровой работы щеток). При р а б о т е д в и г а т е л я не д о л ж н о в о з н и к а т ь ч р е з м е р н о г о и с к р е н и я в с к о л ь з я щем электрическом контакте, образуемом в р а щ а ю щ и м с я коллектором и неподвижной щеткой. Такое искрение м о ж е т привести к повреждению коллектора и щеток. Для оценки качества коммутации Г О С Т о м 183— у с т а н о в л е н а ш к а л а с т е п е н и и с к р е н и я, п р и в е д е н н а я в т а б л. 5.

П р и с т е п е н и и с к р е н и я 1, 1 1 / 4, IV2 к о м м у т а ц и ю с ч и т а ю т п р а к т и ч е с к и безыскровой. Коммутацию тягового двигателя считают удовлетворитель Таблица Степень искрения Состояние щеток и коллектора Характеристика степени искрения (класс коммута ции) Отсутствие искрения («темная»

коммутация) Отсутствие почернения на коллек торе и нагара на щетках Слабое точечное искрение под не 1V большой частью щетки Появление следов почернения на Слабое искрение под большей 1V коллекторе, легко устраняемых про частью щетки тиранием его поверхности бензином, а также следов нагара на щетках Появление следов почернения на 2 Искрение под всем краем щетки.

Допускается только при кратковре- коллекторе, не устраняемых проти менных толчках тока нагрузки и пе- ранием его поверхности бензином, а также следов нагара на щетках регрузках Значительное почернение коллекто Значительное искрение под всем краем щетки, возникновение крупных ра, не устраняемое протиранием его вылетающих искр. Допускается толь- поверхности бензином, а также под ко для динамических режимов работы горание и разрушение щеток машин, если при этом коллектор и щетки остаются в состоянии, пригод ном для дальнейшей работы ной, если коллектор и щетки во всем рабочем диапазоне двигателя оста ются в таком состоянии, что не т р е б у ю т с я внеочередная их чистка и исправление.


Причины искрения м о ж н о подразделить на три вида:

1. Механические, к которым относят нарушения правильной формы рабочей поверхности коллектора, регулировки и крепления аппарата щет кодержателей и т. п. Искрение, вызванное этими причинами, называют механическим.

2. Потенциального характера, связанные с появлением чрезмерно высокого напряжения между смежными коллекторными пластинами и загрязнением поверхности коллектора. Искрение, вызванное ими, называ ют потенциальным.

3. Связанные с процессом коммутации тока в секциях якоря. Искре ние, вызванное этими причинами, называют коммутационным.

Рис. 17. Процесс коммутации секций якоря: Т — период коммутации секции П о д коммутацией понимают процесс перехода секции якоря из одной параллельной ветви о б м о т к и с одним направлением тока в д р у г у ю па раллельную ветвь с противоположным направлением тока. При этом пе реходе каждая секция оказывается замкнутой щеткой накоротко.

На рис. 17, а показаны три положения с е к ц и и : / — вход коллекторной пластины а рассматриваемой секции под щетку;

II — ее движение п о д щеткой;

III — выход пластины и секции из-под щетки. В секции якоря, о б л а д а ю щ е й индуктивностью, при изменении направления тока возника ет э. д. с. самоиндукции, направление которой таково, что она препятст вует изменению тока. К моменту выхода секции из-под щетки ток секции изменившегося направления м о ж е т не достигнуть величины тока ветви (рис. 17, б ). В э т о м случае часть тока проходит от с б е г а ю щ е г о края щетки к пластине а, минуя секцию, в которой заканчивается коммутация.

Энергия искры определяется величинами разрываемого тока и индуктив ностью секции. К о м м у т и р у ю щ а я э. д. е., предназначенная для компенса ции э. д. с. самоиндукции при помощи дополнительных полюсов, по р а з личным причинам м о ж е т полностью не устранять этого явления.

У тяговых двигателей постоянного тока в каждый паз якоря у к л а д ы вают обычно три — семь секций, а щетка перекрывает несколько коллек торных делений. П о э т о м у процесс коммутации происходит одновременно в нескольких секциях, и электромагнитная энергия частично перераспре деляется м е ж д у ними. Из-за неодинаковости электромагнитных условий коммутации она в каждой секции одного паза проходит различно (рис. 17, в ). Наиболее неблагоприятны условия коммутации для секций, которые коммутируют последними в к а ж д о м пазу. При этом в искре вы деляется вся остаточная электромагнитная энергия, не рассеянная пред шествующими секциями при коммутации. То,к каждой секции изменяет ся непрямолинейно, однако в целом ток паза изменяется примерно по прямолинейному закону. Это позволяет пользоваться при расчетах средними значениями э. д. с. самоиндукции за период коммутации паза.

Ч т о б ы скомпенсировать э. д. с. самоиндукции всех одновременно комму тируемых секций паза, необходимо обеспечить правильное распределение индукции в воздушном зазоре путем выбора соответствующей ширины и ф о р м ы наконечника дополнительного полюса. В о б щ е м виде уравнение коммутации для одной секции по закону Кирхгофа (сумма э. д. с. в сек ции равна сумме падений напряжения) имеет вид (30) Je = JJir.

Левая часть уравнения (30) определяется коффициентом самоиндук ции коммутируемой секции L c, коэффициентами взаимоиндукции М и М 2,...

с соседними секциями, одновременно коммутируемыми с рассматривае мой секцией, и внешней э. д. с. е к, наводимой в секции магнитным полем дополнительных п о л ю с о в в зоне коммутации:

di.. di,. di. _, ч r 2 e = L c — + МХ — + М 2 — +... + е к = е р + е к, (31) где ер — реактивная э. д. с. коммутации.

Правая часть уравнения (30) представляет с у м м у падений напряже ний в сопротивлении R c секции и в сопротивлениях гМб, г с б переходных контактов щетки под набегающим и с б е г а ю щ и м краями. О б х о д я контур секции (рис. 17) по направлению тока коммутации получим [56] 2ir = iRc+(U+i)rc6— (U — i)rH6, где ia — ток элементарной секции.

При этом уравнение коммутации будет иметь вид еР + ек = iRc+ (U+i)rC6— {iA — i)rU6 На процесс коммутации влияют многочисленные факторы электро магнитного.характера (неодинаковость коэффициентов самоиндукции и взаимоиндукции и др.) и механического характера (нестабильность ще точного контакта и др.)» трудно поддающиеся точному учету.

§ 9. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РЕАКТИВНОЙ Э. Д. С.

Определение реактивной э. д. с. необходимо для выбора параметров дополнительного полюса и оценки коммутационной напряженности дви гателя. Реактивная э. д. с. является одним из факторов, определяющих размеры и вес тяговых двигателей. Так, из известного соотношения реак тивная э. д. с. [13] ер = 2Щ)С1ЯА 1»я-с 10 -6 в, (32) где wc — число витков секции;

/ л — длина сердечника якоря в см\ А — линейная нагрузка в а\см\ ия — окружная с к о р о с т ь якоря в м/сек\ Хс — магнитная проводимость секции.

Удельная магнитная проводимость секции bn Iя AUWeVjt р где hn — глубина паза в см\ Ьп — ширина паза в см;

1Л — длина л о б о в ы х частей проводника якорной обмотки в см;

а — число пар параллельных ветвей якорной обмотки.

Выражая о к р у ж н у ю скорость якоря через его диаметр и учитывая малое влияние этого диаметра на величину линейной нагрузки, можно по лучить следующее выражение:

= = (33) oU Уравнения (32) и (33) используют при предварительных расчетах для определения реактивной э. д. с. При практических расчетах приме няют методы, позволяющие более точно определить реактивную э. д. с. и учесть большее число факторов [13, 25]. При проектировании тяговых дви гателей наиболее широкое распространение получил метод определения среднего значения реактивной э. д. е., заключающийся в следующем [25].

Реактивная э. д. с. (э. д. с. самоиндукции) витка йф ИТ ' в' 6р = dO производная потока, сцепленного с витком, по времени.

at Так как коммутация секции одного паза может считаться прямоли нейной, то среднее значение реактивной э. д. с. определяют за период к о м мутации паза, т. е.

EP = YWC'L0~*E ( где Ф* — поток рассеяния паза;

Т— период коммутации тока секций одного паза.

Поток рассеяния, охватывающий секции одной катушки, с учетом изменения тока в них от + U д о —1Я определяют из соотношения Ф S = 21якс1я, ип где — сумма токов секций одного паза;

при wc = 2U =1— (ип — число коллекторных пластин на п а з ).

Период коммутации секций одного паза определяют из соотношения j Ьж ~ vK где Ь з к — ширина зоны коммутации паза;

vK — окружная с к о р о с т ь коллектора.

Зона коммутации паза 1 + Y + Ex), b3K=pK(un— где рк — коллекторное деление в см\ Y — щеточное перекрытие коллекторных пластин;

— укорочение обмотки в коллекторных делениях.

При числе п о л ю с о в 2/?, числе пазов якоря Z и пазовом шаге yz О к р у ж н а я с к о р о с т ь коллектора nDKn.

V* = сгГ~ см/сек.

Величину Ь з к п о д б и р а ю т так, чтобы влияние поля главных п о л ю с о в на к о м м у т а ц и ю б ы л о в д о п у с т и м ы х пределах. Э т о м у у с л о в и ю о б ы ч н о со о т в е т с т в у е т соотношение —b3K2tu т(1 — a) где т — величина п о л ю с н о г о деления;

t\ — з у б ц о в о е деление якоря;

а — коэффициент п о л ю с н о г о перекрытия.

Подставляя значения Ф я и Г в уравнение реактивной э. д. е., получим ^ = Ю-8 в. {35) Ьзк Удельная п р о в о д и м о с т ь потока рассеяния л.+Л +Х +К, (36) п\ п2 к л* v с где Яп1 — магнитная п р о в о д и м о с т ь части паза, занятой проводниками;

Яп2 — п р о в о д и м о с т ь части паза над проводниками;

%к — п р о в о д и м о с т ь к о р о н о к з у б ц о в.

Магнитная проводимость части паза, занятой проводниками (рис. 18, а ), ООп где |1 — магнитная п р о н и ц а е м о с т ь в о з д у х а ;

(10 = 0, 4 я = 1,25;

ьо Ki — коэффициент, у ч и т ы в а ю щ и й уменьшение потока рассеяния вследствие вытеснения т о к а в в е р х н ю ю часть п р о в о д н и к о в в п р о ц е с с е коммутации.

Коэффициент Ki берется в з а в и с и м о с т и от высоты проводника:

Высота проводника в мм Более 10 Менее 10 Менее Коэффициент Ki 0,85 0,92 Величину Яп2 о п р е д е л я ю т из выражения » hi Ап2=М'0-^7 • п Величина Хк при значительной ширине наконечника дополнительных п о л ю с о в bK^ti + bz (tx — деление з у б ц а якоря в см, Ьг — ширина з у б ц а по поверхности якоря в см) определится из соотношения (рис. 18, в) Ьг * _ — VO-PTP 7 »

2К6дп6дп где 6дп — воздушный з а з о р под дополнительным п о л ю с о м в см.

При ширине наконечника дополнительного полюса + (рис. 18, б ) Ьк — Ьп Л« = № -TJ? 7 • Ширину наконечника дополнительного п о л ю с а в ы б и р а ю т о б ы ч н о равной (1,2—1,5) t{ и у т о ч н я ю т при расчете полей и наладочных испыта ниях опытных двигателей. При немагнитных б а н д а ж а х и \ 4 hn 3* где 1Л — длина передней и задней л о б о в ы х частей проводника якоря в см;

1,25т.

Д и а г р а м м у пазового поля и максимальное значение реактивной э. д. с. находят по значениям коэффициентов проводимости для потоков рассеяния каждой секции. Кривую результирующего коэффициента про водимости (рис. 19) получают графически из построения диаграммы по следовательности коммутации каждой секции паза. Из диаграммы следу ет, что пн /чпах — где п — число одновременно коммутируемых соседних секций;

к п м — проводимость потока рассеяния, определяющего взаимоиндук тивность секций;

т — число одновременно коммутируемых секций рассматриваемого паза;

А пн — магнитная проводимость потока рассеяния нижнего слоя сек ций, определяющего их самоиндуктивность;

'кпв — то ж е для верхнего слоя секций.

1-П тлл\ Ь„ в) о) 5) Рис. 18. К определению удельной проводимости потоков рассеяния пазов При этом проводимости Щ h' + h2 h3 + H, + кпн — 3ь _К К К+К ~ зь ь ~ьг~ Хпв + + п п п h\ h2 h3+h Хпм~2Г Т + + b' При немагнитных б а н д а ж а х 4'75НМ1+Ю _ %w2l с я Среднее значение индуктивности л о б о в ы х частей секции и--У • где бп — относительный зазор м е ж д у проводниками;

Ъп — толщина проводника в см.

Относительный зазор м е ж д у проводниками. («п-1)646" ' бп = где б' и 6 " — зазоры (см. рис. 20, в).

Максимальная величина индуктивности коммутируемой секции (37) ^стах = 0,4яШ2с/ЛЯтах-10-8 гн.

Соответственно максимальное значение реактивной э. д. с.

/Од, (38) max — в, aV щ где Ь'щ— расчетная ширина щетки в см;

Ь'щ=Ьщ — Д;

Ьщ — действительная ширина щетки в см;

Л — т о л щ и н а изоляции м е ж д у пластинами коллектора в см.

Рис. 20. К определению коэффициентов проводимости:

а — размеры пазовой части проводников об мотки якоря;

б — размеры лобовой части Рис. 19. Диаграмма коэффициентов про- проводников;

в — размеры и расположение водимости для потоков рассеяния проводников в пазу Полученную д и а г р а м м у (см. рис. 19) в м а с ш т а б е э. д. с. сопоставля ют с графиком распределения коммутируемой э. д. с. под дополнительным полюсом (рис. 42, в). О правильности выбора параметров, влияющих на процесс коммутации, судят по величине нескомпенсированной э. д. е., представляющей с о б о й разность между ординатами этих кривых в пре делах зоны коммутации. Анализ подобных графиков для проектируемого двигателя и ранее испытанных двигателей позволяет выбрать оптималь ные параметры.

В первом приближении о напряженности коммутации м о ж н о судить при сравнении значений н е к о м п е н с и р о в а н н ы х э. д. с. с графиком зависи мости степени искрения от величины нескомпенсированной э. д. е., приве денным на рис. 34. П о д о б н о е сравнение проводят как для номинального режима работы, так и для наиболее тяжелого. Р а с с м а т р и в а ю т с я т а к ж е случаи возможного ослабления поля дополнительных полюсов и некото рого смещения его по окружности якоря. Для двигателей электровозов с выпрямителями надо брать меньшие значения н е к о м п е н с и р о в а н н ы х э. д. е., определенные таким путем.

3 Заказ 1278 § 10. ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ ДОПОЛНИТЕЛЬНОГО ПОЛЮСА И РАСЧЕТ ЕГО МАГНИТНОЙ ХАРАКТЕРИСТИКИ В ы б о р п а р а м е т р о в д о п о л н и т е л ь н о г о п о л ю с а. Д л и н у сердечника п о л ю с а для уменьшения индукции в его теле принимают о б ы ч н о максималь но в о з м о ж н о й. Ее практически ограничивает о с е в о й размер п о л ю с н ы х катушек. Так как ширина меди к а т у ш е к дополнительных п о л ю с о в о б ы ч н о меньше, чем у главных п о л ю с о в, т о сердечник дополнительного п о л ю с а принимают на 2 — 6 см длиннее сердечника якоря. Ш и р и н у сердечника дополнительного п о л ю с а в ы б и р а ю т такой, ч т о б ы индукция Вдп при номи нальном р е ж и м е в п о л ю с е была не выше 4000—6000 гс. При применении шихтованных п о л ю с о в из стали Э310 индукция м о ж е т быть повышена на 1 5 %. М е н ь ш и е значения индукции с о о т в е т с т в у ю т меньшему о т н о ш е н и ю номинальной силы тяги к нагрузке на д в и ж у щ у ю к о л е с н у ю пару.

В о з д у ш н ы й з а з о р м е ж д у я к о р е м и дополнительным п о л ю с о м прини м а ю т о б ы ч н о равным (0,5—1 ) Ь п. Б о л ь ш и е значения зазора принимают при меньших величинах з у б ц о в ы х делений и при отсутствии зазора м е ж д у дополнительным п о л ю с о м и я р м о м. Д л я снижения реактивной э. д. с. за з о р следует принимать в о з м о ж н о б о л ь ш и м. З а з о р 62 У я р м а для снижения насыщения магнитной цепи д о п о л н и т е л ь н о г о п о л ю с а желательно прини мать в о з м о ж н о б о л ь ш и м. О д н а к о в связи с тем, что при э т о м увеличива ются р а з м е р ы катушек дополнительных п о л ю с о в, з а з о р ограничивается в пределах от 1 мм д о величины, равной о с н о в н о м у з а з о р у. Если магнитная система о с т о в а ш и х т о в а н а, т о з а з о р м е ж д у я р м о м и дополнительным по л ю с о м м о ж н о не п р е д у с м а т р и в а т ь, если э т о г о не т р е б у е т с я для спрямле ния магнитной характеристики.

Ф о р м у наконечника дополнительного п о л ю с а принимают наиболее простой, п р е д у с м а т р и в а я в о з м о ж н о с т ь крепления катушки. При н е о б х о димости его п р о в е р я ю т м е т о д о м, указанным в п р е д ы д у щ е м параграфе.

Д л я двигателей с напряженной коммутацией п р о и з в о д я т проверку не скольких вариантов наконечников на с у щ е с т в у ю щ и х о б р а з ц а х двигате лей. При предварительных расчетах ширина наконечника п о л ю с а ЬК~ЬЗК — 2, 5 6 д п ~ (1,2-s-l,5)*ь При б о л е е п о д р о б н ы х расчетах и о б о с н о в а н и и в ы б о р а щеточного пе рекрытия и ф о р м ы наконечника дополнительного п о л ю с а производят построение д и а г р а м м ы п а з о в о г о поля. З а з о р м е ж д у я р м о м и сердечником дополнительного п о л ю с а о б е с п е ч и в а ю т у с т а н о в к о й немагнитной проклад ки, как правило, латунной. Ее ширина д о л ж н а быть на 5 — 6 мм меньше ширины п о л ю с а, и т о л ь к о в м е с т а х п р о х о д а б о л т о в она равна ширине по л ю с а. Э т о н е о б х о д и м о для уменьшения д е м п ф и р у ю щ е г о действия метал лической прокладки при в о з м о ж н ы х колебаниях магнитного потока. Д о полнительные п о л ю с ы двигателей, напряженных в коммутационном от ношении, крепят немагнитными б о л т а м и.

В связи с малым насыщением цепи дополнительных п о л ю с о в их н. с.

затрачивается на к о м п е н с а ц и ю реакции якоря и на преодоление магнит ного сопротивления з а з о р о в. Д л я обеспечения расчетных значений индук ции п о д п о л ю с о м д о л ж н ы быть в ы д е р ж а н ы с высокой т о ч н о с т ь ю расчет ные величины з а з о р о в. Ч и с л о витков катушки дополнительного п о л ю с а (39) где Fdn — н. с. катушки дополнительного полюса.

Н. с. катушки дополнительного п о л ю с а Fdn = Fvsl+Fbx +Fb2, »

2 (40) где F P x — н. с. якорной обмотки (реакции я к о р я ) ;

в двигателях с ком пенсационной о б м о т к о й вместо величины г р я принимают Fpjl— FKOl учитывая н. с. компенсационной обмотки Fко;

F^— н. е., приходящаяся на основной воздушный зазор бап под дополнительным п о л ю с о м ;

— н.с., приходящаяся на дополнительный зазор м е ж д у сердеч ником полюса и о с т о в о м.

Величина F 6 зависит от индукции В в воздушном зазоре, необхо дп димой для компенсации реактивной э. д. с. ер. Индукция где / ' — д л и н а наконечника полюса в см:

on wc — число витков в секции якоря.

При э т о м,~ aAaA«- (42) f f l 6 e где К 6 — коэффициент воздушного зазора для дополнительного полюса.

дп Намагничивающая сила 62, (43) F =-1-Вдп Ь°п °2 \io Ь д п + 2,56 где Ьдп — ширина сердечника дополнительного полюса у основания в см;

Вдп — индукция в сердечнике дополнительного полюса в ас.

Индукция &к + 2,5бдп /' Ва =ВАЯ п г Р-, (44) an бап an ьдп 1дп где 1дп — длина сердечника дополнительного полюса у основания в см\ Одп — коэффициент рассеяния магнитного потока дополнительного полюса.

Коэффициент рассеяния магнитного потока F ря + Z7 б, 1я~\-1дп Фвоп ~Ф7 В6дп(Ьк+2,56an) 21я ' 09n= 1 + = 1+ Яап (45) где — поток рассеяния и коммутирующий поток;

Ф5ап, Фк hdn — удельная проводимость потока рассеяния дополнительно 0,8 hf)n го полюса;

= |о Х — (рис. 2 1 ).

S В связи с значительными перегрузками двигателя в эксплуатации и пульсациями тока индукция в сердечнике дополнительного полюса д о л ж на быть в о з м о ж н о меньшей.

Расчет магнитной характеристики дополнительного полюса. Расчет магнитной характеристики выполняют методом последовательного при ближения, принимая в качестве исходного режима номинальный. Пред полагая магнитную цепь в этом режиме ненасыщенной, в диаграмме В 6 д п = В 6 д п ( / ) или подобной ей диаграмме е = е ( / ) соединяют начало координат с точкой номинального режима при индукции # 6 a n и токе I прямой линией, а затем проводят предположительную кривую (рис. 2 2 ).

Для уточнения следующих точек характеристики предварительно задаются индукцией и определяют н е о б х о д и м у ю н. е., приходящуюся на воздушный зазор бап под полюсом по формуле ( 4 2 ), а н. е., приходя 3* щ у ю с я на дополнительный зазор 62, — по формуле ( 4 3 ). Н. с. сердечника полюса находят по формуле Fdn^Hdnhdn, где Ндп — напряженность магнитного поля.

Напряженность магнитного по ля находят по кривым В (Н) для со ответствующего значения Bqu. Д о полнительную ih. е., приходящуюся на участок ярма, определяют из вы ражения Рис. 21. К расчету коэффициента рассе- Рис. 22. К расчету магнитной яния магнитного потока дополнительного характеристики дополнитель " ' полю'са ных полюсов где 1яр — длина пути магнитного потока в ярме в см\ Н •дополнительная напряженность магнитного поля, создаваемая дп потоком дополнительного полюса и опреде ляемая по кривой (рис. 23) в зависимости от индукции в ярме, возникающей от главного поля.

Ток намагничивания дополнительного полюса Fbdn+Fb2+Fdn+Fdn --. (46) ц дп К Wdn 4ар Если ток получится больше или меньше, чем следует из предполагаемой характерис тики, то уменьшают или увеличивают индук цию В 6 д п принятую для данной точки, и по вторяют расчет. Полученная магнитная ха рактеристика дополнительного полюса Рис. 23. К определению допол (рис. 22) не должна значительно отклоняться нительной намагничивающей от линейной в пределах д о двухкратной но силы в ярме минальной нагрузки, так как отрезок Де представляет нескомпенсированную часть реактивной э. д. с.

Ае = ер — ек.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 13 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.