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:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |   ...   | 13 |

«АГИСТРАЛЫЧЫЕ ЛЕКТРОВОЗЫ листок КОНТРОЛЬНЫЙ СРОКОВ ВОЗВРАТА КНИГА ДОЛЖНА БЫТЬ ВОЗВРАЩЕНА НЕ ПОЗЖЕ УКАЗАННОГО ЗДЕСЬ СРОКА ...»

-- [ Страница 4 ] --

Поток, проходящий внутри якоря Отверстие с острыми кра- 0,0332 110 90, Вход под коллектор ную втулку ями и поворот на 90° Вход с сужением в ка 6 0, 0,0363 11,6 13,2 8, меру нажимного ко- — 0,722 —сужение 0, нуса J Поворот воздухопро 7 13,2 24, 0,0363 а = 135° вода на а = 1 3 5 ° Камера нажимного ко 8 0, 0,0363 22,65 1, 3, нуса — 0,77 —расшире л 0,0476 F F ние 9 Вход во втулку кол- 0, 0, _ — 0,695—сужение 10, 12,5 11, лектора 0,0475 ' 10 Расширенная часть ка- 0, 0, 2, — 0,306 —расши- 30 116, нала втулки коллек 0,108 г тора ре ние Поворот воздухопро- 116,8 11 0,108 а = 90° вода на а = 90° Суживающийся вход в 12 0,0318 _ 0,0318 л — 0,294 — сужение 26,3 10,1 якорные каналы 0,108 13 Якорные каналы 0, 6,25 А. 91,4 10,1 90, dK 14 Выход из якорных ка- 0,0318 _ 0,0318 л — 0,294 — расши- 31 10,1 30, налов с расширением л 0,108 F потока рение Вход в каналы обмот 15 0,1165 0,0318 _ л 33,5 2, кодержателя 0,1165 расши рение Выход в кольцевое 16 204, 0,143 Потеря динамического на- 62 3, пространство пора z2 =: 297, в ы х о д н о г о сопротивления 5 а = 6 2 - Ю - 3, а величина коэффициента в х о д н о го сопротивления м о ж е т б ы т ь иринята при в ы с т у п а ю щ и х к р а я х в х о д н о г о о т в е р с т и я * = 6 2 - 1 0 ~ 3, при п р я м о у г о л ь н ы х к р а я х в = 30-10~ 3 и з а к р у г л е н ных краях в = (12,5-^-0) • 10~3. К о э ф ф и ц и е н т ы сопротивлений для резко го расширения в о з д у х о п р о в о д о в м о ж н о о п р е д е л я т ь по г р а ф и к у, д а н н о м у на рис. 59.

Если канал п о с т о я н н о г о сечения имеет п о в о р о т, т о на его п р е о д о л е ние п о т р е б у е т с я напор в о з д у х а, пропорциональный коэффициенту с о п р о тивления р а в н о м у для у г л о в 135° и суж раси/ '90° с о о т в е т с т в е н н о 3 2 - 1 0 " 3 и 7 0 - 1 0 " 3. 0,08 - П а д е н и е напора в вентиляционных ка \ налах сердечника якоря ОМ V hz = 6, 2 5 - — и 2 - Ю - 8, (162) о,ои ак где dK — д и а м е т р канала в см\ от v — с к о р о с т ь движения в о з д у х а в канале в м/сек.

0,2 ОМ 0,6 0, подсчитывают Зная отношение Рис. 59. Частичные потери напора с о п р о т и в л е н и я ZOU ZU Z 2, Z02- при расширении и сужении кана 4. П о у р а в н е н и ю (160) н а х о д я т лов:

5Л /- Е расщ =.аэродинамическое с о п р о т и в л е н и е в с е г о двигателя.

-'•(f) 5. П р и н и м а ю т или р а с с ч и т ы в а ю т 2-К с уж по у р а в н е н и ю (159) полный р а с х о д в о з д у х а в двигателе.

6. П о у р а в н е н и ю (161) п о д с ч и т ы в а ю т н е о б х о д и м ы й напор в коллек торной камере.

7. Н а х о д я т с о о т н о ш е н и е м е ж д у к о л и ч е с т в о м в о з д у х а, п р о т е к а ю щ е г о в якоре, и количеством в о з д у х а, п р о х о д я щ е г о через м е ж к а т у ш е ч н о е про с т р а н с т в о, по ф о р м у л е = A. (163) Q 8. О п р е д е л я ю т к о л и ч е с т в о в о з д у х а, п р о т е к а ю щ е г о внутри якоря:

(164) Q1 = Q;

А+\ количество в о з д у х а, п р о т е к а ю щ е г о в межкатушечном пространстве, А Q2 = - (165) Q.

Л+ § 25. НАГРЕВАНИЕ ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ И ИХ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ Условиями нагревания в значительной мере о п р е д е л я е т с я и с п о л ь з о вание тяговых двигателей. Неточная оценка у с л о в и й нагревания м о ж е т привести к н е д о с т а т о ч н о м у и с п о л ь з о в а н и ю м о щ н о с т и или при ч р е з м е р н о м перегревании о б м о т о к к п р е ж д е в р е м е н н о м у с т а р е н и ю изоляции и с о к р а щ е н и ю срока с л у ж б ы т я г о в ы х двигателей. П о э т о м у б о л ь ш о е значение и м е ю т : правильный расчет нагревания двигателей и контроль их т е м п е р а туры в эксплуатации;

определение перегрева обмоток для длительного режима, наиболее близкого к длительным эксплуатационным нагрузкам.

При неизменном режиме работы двигателя процесс нагревания его обмоток описывается кривой т = т ( / ), имеющей характер экспоненты аси мптотически приближающейся к кривой температуры длительного пере грева Хдл. Если начальная температура перегрева то = 0, т. е. температура обмоток равна температуре окружающего воздуха, то (166) —g-Vl-e ' Т= где — потери мощности, вызывающие нагрев обмотки, в вт\ ZAP В — теплоотдача обмотки в вт/град\ Т — постоянная времени в ч.

Постоянная времени (167) Т = где А — эквивалентная теплоемкость обмотки в вт • ч/град.

Из уравнения (166) видно, а вт/(град сп2) что при t = T температура пере 0, грева обмоток т = 0,63та.*, а при t = AT т = 0,98тал,т. е. при / = 4Г 0, температура перегрева обмоток практически устанавливается постоянной. Так как при t4T 0, t в длительном режиме е т « О, от то уравнение (166) имеет вид ZAP (168) в Хдл 30 40 50 VmB "/се* Таким образом, при рабо Рис. 60. Зависимость коэффициента тепло те тяговых двигателей в дли передачи двигателя от эквивалентной скорости тельном режиме все тепловые потери передаются охлаждаю щему воздуху, и наступает тепловое равновесие, перегревы обмоток ос таются неизмененными, как бы долго они не работали. Нагревание об моток при длительном режиме определяется их теплоотдачей (169) B = aS, где S — поверхность обмотки, отдающая тепло, в см2;

а — коэффициент теплоотдачи в вт/ ( г р а д • см2).

Величина коэффициента теплоотдачи а зависит от скорости воздуш ного потока (м/сек) относительно обдуваемой поверхности и может быть определена из выражения (170) а = а0(1+У vaKe) где ао — коэффициент теплоотдачи с необдуваемой поверхности о б м о ток;

а 0 = 0,002 вт/ (град -см2)\ 1}жв — эквивалентная скорость воздуха в м/сек.

Но более точные значения коэффициента а для тяговых двигателей могут быть найдены по кривой, приведенной на рис. 60.

Для обмотки якоря с к о р о с т ь vdKe может быть представлена как с у м ма векторов абсолютной скорости о х л а ж д а ю щ е г о воздуха и окружной скорости якоря, которые в о б щ е м случае направлены одна относительно другой под углом, несколько меньшим 90°. Эта скорость может быть оп ределена из выражения я в где А * и de — наружный и внутренний диаметры якоря в дм.

Для полюсных катушек расчетная скорость о х л а ж д а ю щ е г о воздуха =. (172) 8Q VaKe )2 (j2 ' экв V я в Так как тепло выделяется в меди о б м о т о к, а отдается с их внешней поверхности, то при расчете перегревов меди о б м о т о к необходимо учиты вать теплопроводность изоляции A = XS т/град, (173) где X — удельная теплопроводность изоляции в вт/(град-см2);

S — поверхность, через к о т о р у ю проходит тепловой поток, в см2.

Удельная теплопроводность изоляции Ои где ои — эффективная толщина изоляции в см;

А — коэффициент теплопроводности материала изоляции в вт/ (град-см).

Величины коэффициента теплопроводности А и теплоемкости раз личных материалов, применяемых при изготовлении электрических ма шин, приведены в табл. 10.

Таблица Теплопроводность Теплопроводность в вт-ч/(кг • град) в вт/(град • см) в вт/(град • см) в вт-чЦкг • град) Удельный вес Теплоемкость Теплоемкость Удельный вес Материалы Материалы Медь 0,0025 2, 0, 3,8 0,108 8,9 Миканит 0,002 2, 0, Асбест Электротехническая 0,63* 0,132* 7,7* 0,0025 1, 0, Пропиточный лак.

сталь 0,015 0,132 7.7 0,0021 1, 0, Лакоткань....

Сталь 0, 0,63 7.8 0,001 1, 0, Изоляция класса А Электрокартон, про- 0,0012 2, 0, Изоляция класса В питанный в масле 0,0025 0,416 1,15 0,0014 2, 0, Изоляция класса Н Стеклоткань 0, 0,009 2,25 (ориентировочно) Слюда 0, 0,0036 2. Микалента 0, 0,0026 * В числителе даны параметры, определенные вдоль листа стали в пакете, а в знамена теле — определенные поперек листа.

С учетом воздушных прослоек, имеющихся в якорных и полюсных катушках, расчетный коэффициент теплопроводности их изоляции обычно принимают равным 0,0013 вт/(град-см). При подсчете толщины изо ляции с учетом всех воздушных промежутков н е о б х о д и м о учитывать толщину витковой (внутренней) Ь вн и корпусной (наружной) Ъп изоляции:

Ьи = Ь н + Ь вн. (175) При вертикальном расположении проводников в пазу толщина внут ренней изоляции (176) ben = ^ и СМ, Ь где Ъ' — толщина изоляции проводника, приходящаяся на обе его сто роны, в см\ п — число слоев проводников, уложенных по ширине паза.

Толщина наружной изоляции Ьп — п-Ь' Ьп = —^ см. (177) При горизонтальном расположении проводников в пазу толщина изоляции bn-bn, bu= cMt (178) где Ьпр — ширина неизолированного проводника.

Тепловой расчет тягового двигателя из-за сложности распределения тепловых и вентиляционных потоков является приближенным. Для более точной оценки тепловых показателей вновь проектируемого двигателя часто их сравнивают с опытными данными для тяговых двигателей, близ ких по размерам и исполнению к проектируемому.

Расчеты нагрева тяговых двигателей обычно производят по методам, разработанным д-ром техн. наук А. Е. Алексеевым и канд. техн. наук А. Б. И о ф ф е [1,25].

Наиболее у д о б н ы м является метод замещения тепловых схем элект рическими, предложенный д - р о м техн. наук А. Е. Алексеевым, так как позволяет наглядно представить процессы нагревания частей электродви гателя. Источники тепловой энергии при э т о м заменяются электрически ми мощностями АР, а вместо удельной теплопроводности л и теплоотда чи В в расчет вводят обратные им величины — термические сопротив ления R T.

Для упрощения'расчета нагрева о б м о т о к двигателей с независимой вентиляцией и сравнительно небольшой длиной сердечников считают, что:

1) нагрев той или иной части тягового двигателя зависит только от потерь в этой части и ее теплоотдачи;

2) температура меди о б м о т к и якоря и полюсных катушек одинакова для всего о б ъ е м а меди в каждой из рассматриваемых о б м о т о к ;

3) температура сердечника якоря одна и та же для всего его о б ъ е м а, включая и зубцы;

4) коэффициент подогрева воздуха, вентилирующего двигатель, для всех воздушных путей двигателя один и тот же;

5) рассеивание тепла, передаваемого остову двигателя от полюсных катушек, осуществляется только с внешней поверхности остова.

Тепловой расчет якоря. Большая часть тепла, возникающего в меди обмотки якоря, передается сердечнику якоря и вместе с теплом, о б у с л о в ленным магнитными потерями, рассеивается с наружной поверхности сердечника, а также с поверхности вентиляционных каналов, и отводится о х л а ж д а ю щ и м воздухом. Меньшая часть выделяемого тепла рассеива ется лобовыми частями обмотки и о б м о т к о держателями.

Весь процесс установившегося режима якоря может быть представлен тепловой схемой, показанной на рис. 61 [21].

При этом приняты следующие обозначе ния:

АРмя — полные потери в меди якоря;

А Р с я — потери в стали якоря;

х'мя и ч'ся — средние превышения темпера тур меди и стали над темпера турой вентилирующего воздуха;

Q1 — часть тепла, выделяемого в ме ди якоря и передаваемого воз духу от л о б о в ы х частей о б м о т - Рис. 61. Тепловая схема уста новившегося режима якоря ки;

Q2 — часть тепла, выделяемого в ме ди и передаваемого стали якоря через стенки пазов;

Qz — часть тепла, передаваемого вентилирующему воздуху от на ружной поверхности сердечника;

Qa — часть тепла, отдаваемая вентилирующему воздуху поверх ностями вентиляционных каналов якоря.

Тепло (179) Qi = a7iDJAz'.

где 1Л — сумма вылетов передней и задней л о б о в ы х частей в см.

Часто принимают 1 Л =0,5т, но при э т о м величина 1Л получается зна чительно заниженной (на 2 0 — 4 0 % ). П о э т о м у для тепловых расчетов величину 1Л рекомендуется принимать по чертежам или из расчета раз меров якорных катушек.

Тепло Q2 = W U (180) т' где р' — расчетный периметр паза якоря в см\ p' = 2bn + 2hz для бан д а ж н о г о крепления и р ' = l,386 n + 2ftz для клинового крепле ния обмотки.

Тепло Эз = а я Я л / л т ' с я. (181) Тепло (182) Т • пМяХ'с* Qa = В соответствии с тепловой схемой (рис. 61) могут быть составлены с л е д у ю щ и е уравнения:

(183) a/ c*+Q2=Q +QJ Подставив в уравнения (183) значения Q b Q 2, Q3 и Q 4 и решив э т у систему для т ', после соответствующих преобразований получим ( nKdK + А Рмя( 1 + 2D, (184) Z [ (atiL+kp'U) ( 1+ )+ Хр'1л] Превышение температуры меди якоря над температурой окружаю щего воздуха где Те — среднее превышение температуры вентилирующего воздуха над температурой о к р у ж а ю щ е г о воздуха, которое может быть определено по кривой, представленной на рис. 62.

Тепловой расчет полюсных катушек. Точный тепловой расчет полюс ных катушек более сложен, чем тепловой расчет якоря. Это объясняется большой зависимостью монолитности ка тушек от технологии их изготовления, а также тем, что теплоотдача от одной и той ж е изоляции с разных поверхностей кату шек различна.

Тепловой расчет полюсных катушек производят в такой последовательности.

1. П о выражению (172) определяют 2,0 q м3/(пин к вт) эквивалентную скорость воздуха, обдува ю щ е г о катушки.

2. В зависимости от полученной ско Рис. 62. Зависимость среднего рости воздуха находят коэффициент теп перегрева вентилирующего воздуха от его удельного лоотдачи (рис. 60).

расхода 3. П о уравнению (175) находят эквивалентную толщину изоляции.

Однако в этом случае толщину внутренней изоляции Ьвн определяют по формуле Ьеп = - ^ Ь ', (186) Ь'и — толщина межвитковой изоляции.

где 4. Н а х о д я т удельную теплопроводность изоляции.

5. П о чертежам (например, квадрату магнитной цепи тягового дви гателя) определяют периметр катушки (рис. 63, а — в):

(187) Р = Р\+Р2 + РЗ + Р4.

Для различных поверхностей катушек и их сопряжений с остовом и элементами п о л ю с о в коэффициенты теплопередачи разные, что учиты вают коэффициентами приведения Ki этих поверхностей. Если поверх ность катушки плотно прилегает к поверхности остова, то для нее К\ = \.

Если ж е м е ж д у этими поверхностями имеется пружинная рамка или ес ли о с т о в имеет цилиндрическую форму, в катушке сделаны выравниваю щие клинья из изоляционного материала;

при этом К\ = 0,2У так как в та ких условиях возникает значительное добавочное термическое сопротив ление. Для боковых поверхностей катушек с горизонтальной намоткой ^2 = 0,5, а для катушек, намотанных на ребро, /С2 = 0,2. Д л я поверхности катушек, плотно укрепленных на полюсном наконечнике, коэффициент K$ = K\. Д л я внутренней п о в е р х н о с т и катушки, укрепленной на п о л ю с е, коэффициент К\ = 1.

6. П о с л е определения к о э ф ф и ц и е н т о в Л' ь /С2, Кз и /С4 н а х о д я т приве денный периметр катушки в см:

= + К2Р2 + КзРг + КаРа• р' KiPi (188) Рз;

«з= б) в) Рис. 63. К тепловому расчету полюсных катушек 7. С о с т а в л я ю т уравнения при у с т а н о в и в ш е м с я нагревании:

(189) АРм=ар1срх', где / с р — средняя длина витка катушки в см.

8. Р е ш а ю т уравнение (189) о т н о с и т е л ь н о х'м\ п о л у ч а ю т зависи м о с т ь для определения превышения т е м п е р а т у р ы меди к а т у ш е к над тем лературой вентилирующего воздуха в ° С:

ДЛ (190) Т = ар'/,•ср П р е в ы ш е н и е т е м п е р а т у р ы меди катушки над т е м п е р а т у р о й о к р у ж а ю щ е г о в о з д у х а о п р е д е л я ю т по ф о р муле ( 1 8 5 ).

П о р а с с м о т р е н н о й методике мо- У/////////////////////////////УЛ гут быть определены перегревы ка Рис. 64. Тепловая схема замещения тушек главных и дополнительных компенсационной обмотки п о л ю с о в. При э т о м в расчете ис п о л ь з у ю т данные проектируемой ка тушки.

Тепловой расчет компенсационной о б м о т к и. Т е п л о в а я с х е м а з а м е щ е ния для компенсационной о б м о т к и показана на рис. 64 [22]. При э т о м лриняты с л е д у ю щ и е о б о з н а ч е н и я :

АРмКО потери в меди компенсационной о б м о т к и при питании дви гателя п у л ь с и р у ю щ и м т о к о м, у м н о ж е н н ы м на коэффици ент увеличения потерь;

ДР с — п о в е р х н о с т н ы е потери в п о л ю с н ы х б а ш м а к а х ;

т мко и т с средние превышения т е м п е р а т у р ы меди и стали над т е м пературой вентилирующего воздуха;

Qi — часть тепла, выделяемого в меди и отдаваемого вентили р у ю щ е м у воздуху от л о б о в ы х частей компенсационной обмотки;

Q2 — часть тепла, выделяемого в меди и отдаваемого стали з у б ц о в о г о слоя через стенки пазов;

Qz — тепло, переходящее в вентилируемый воздух от поверхно сти стали з у б ц о в о г о слоя.

Тепло.«ЛА, Q а + кл м где Sjt — поверхность л о б о в ы х частей обмотки;

— удельная теплопроводность л о б о в ы х частей.

Тепло Q2 = A 5 n ( T, j K - T / c ), (192) где Sn — поверхность, от которой передается тепло обмотки к зубцо вому слою.

Тепло Q3=a5c- ( где S c — поверхность, от которой передается тепло з у б ц о в о г о слоя вен тилирующему воздуху.

Согласно тепловой схеме (рис. 64) А Р М = Q i + Q2, ЛРс = 2З - Q2. (194) Подставив в систему уравнений (194) значения Qi, Q2 и Q 3 и решив эту систему относительно хгм, получим,, \ (195) aS:J,—• а+Хл Так как компенсационная о б м о т к а о б д у в а е т с я тем ж е воздухом, как и наружная поверхность якоря, то коэффициент теплоотдачи а для о б мотки м о ж н о принять таким ж е, что и для якоря. Удельную теплопро водность изоляции пазовой К и л о б о в о й Хл частей определяют по урав нению (174), а коэффициент теплопроводности принимают по табл. 10.

Поверхность, п е р е д а ю щ у ю тепло от меди к стали, определяют из выра жения Sn = 2pZK0 ( 2 h n n o + Ьпко) 1гп см2, (196) где hnno и ЬПко — ширина и высота паза компенсационной обмотки.

При определении поверхностей SA и Sn н е о б х о д и м о учесть неравно мерность о б д у в а и в о з м о ж н о с т ь образования « м е р т в ы х » зон со стороны, обратной направлению потока воздуха. Тогда для поверхности ос, пере дающей тепло от стали з у б ц о в о г о слоя, получим Sc = 2 / 7 ( Z K Q b Z K o + 2 h n K 0 ) l e n CM'2. (197) Для поверхности, передающей тепло от л о б о в ы х частей, необходимо также учесть ее конструктивное исполнение. При наложении общей корпусной изоляции на все проводники в л о б о в ы х частях в пределах по люсного деления поверхность (198) ПКО ZK0bnKO ) см2.

При расслоении л о б о в ы х частей и наложении корпусной изоляции на каждый проводник, если зазор м е ж д у ними не менее 5 мм, поверх ность 5 Л определяют следующим о б р а з о м :

S д = 0,75лD*Z K 0 (hnno + b n «о) см 2. (199) Среднее превышение температуры меди компенсационной обмотки над температурой о к р у ж а ю щ е г о воздуха определяют из выражения (195), прибавив к значению %"м с р е д н ю ю температуру перегрева венти лирующего воздуха т в. При использовании рассмотренной методики по лучается хорошая с х о д и м о с т ь расчетных данных с опытными ( — 5 - н 4 — 7 ° С).

Тепловой расчет коллектора. Удельный тепловой поток (вт/см)2 о т суммарных потерь в коллекторе, отнесенных к его активной поверхности, ак вт/(см2 град) АРк Лк = (200) яD K l K где АРК — суммарные потери на коллекто- 0,0Ь ре от трения щеток и в щеточном контакте.

Превышение температуры коллектора над температурой вентилирующего возду- 0, ха Ак 0, Тк = (201) ак где а к — коэффициент теплоотдачи на- 0, ружной поверхности коллектора, прини маемый в зависимости от его окружной скорости vK (рис. 6 5 ). 30 vK м/сек Так как в тяговых двигателях о х л а ж Рис. 65. Средние значения ко дающий воздух входит со стороны коллек эффициентов теплопередачи тора, то превышение температуры коллек коллектора:

тора над температурой о к р у ж а ю щ е г о воз- /_ зона для коллекторов со духа Тк = Т /. стальными деталями;

/ — кривая для коллекторов на пластмассе Допустимое нагревание обмоток и методы контроля нагревания.

Максимально допустимые в эксплуатации температуры перегревов о б м о ток тяговых двигателей, определенные методом сопротивления при тем пературе о к р у ж а ю щ е й среды, не превышающей 40° С, Г О С Т 2582—66, приведены в табл. 1.

Срок с л у ж б ы изоляции зависит от класса ее нагревостойкости и от температурного режима работы. Его м о ж н о определить по эмпиричес кой формуле (202) t = C-l~axy где t — срок с л у ж б ы изоляции в днях;

С и а — п о с т о я н н ы е коэффициенты, определяемые опытным путем (табл.11);

т — температура в 0 С.

Установлено, что основная причина выхода из строя изоляционных материалов — и х тепловое старение, т. е. воздействие рабочих темпера тур, которые вызывают в изоляции химические и некоторые физические процессы, ухудшающие ее механические свойства. По-видимому, основ ной причиной этого является растрескивание изоляции как следствие полимеризации или улетучивания некоторых ее компонентов. На старе ние изоляции оказывают влияние такие факторы, как о к р у ж а ю щ а я тем пература, влажность, электрическое напряжение, механические вибра ции, воздействие химически активных газов, характер режимов работы, загрязненность и т. д.

Д о п у с т и м о е нагревание устанавливают с учетом того, чтобы срок с л у ж б ы изоляции класса Н был в пределах 8—10 лет, а изоляции класса В — 4 — 5 лет. П о э т о м у при выборе весовых норм поездов не следует допускать превышения температуры, указанной в табл. 1, так как это приведет к снижению срока с л у ж б ы изоляции тяговых двигателей.

П о э т о м у б о л ь ш о е значение приобретает непосредственный контроль нагревания о б м о т о к тяговых двигателей в процессе их работы. Темпера туру о б м о т о к главных и дополнительных полюсов можно сравнительно легко измерять известными методами.

Значительно более сложным является контроль температуры вра щ а ю щ е г о с я якоря. Д л я этой цели на электровозах BJI60 была разрабо тана и испытана система бес контактного контроля темпе ратуры в р а щ а ю щ и х с я яко рей тяговых двигателей, в основу которой положен ме тод радиотелеметрии.

На рис. 66, а показана блок-схема системы, состоя щей из передающего и при емного устройства. П е р е д а ю щ у ю часть вместе с блоком питания располагают на реб рах корпуса коллектора на пути воздушного потока.

Температурный датчик раз мещен в пазу якоря в зоне максимальных температур.

Концы от датчиков подведе ны к передающей части.

Приемная часть Пр системы установлена в кабине маши ниста. Она связана с антен ной передающей части кабе лем РК-3.

Принципиальная схема передающей части системы 6) Таблица Рис. 66. Блок-схема и принципиальная схема передающей части радиометриче Класс изоляции Коэффи- ской системы контроля температуры яко циенты в ря и ее блока питания:

Н а — блок-схема;

б — схема передающей час ти;

Д — телеметрический датчик;

М — мо С 420-1О4 435•104 дулятор;

РП — радиопередатчик;

Пр — при а 0,07 0,06 емник;

ИТ — измеритель температуры;

БП — блок питания и ее блока питания показана на рис. 66, б. Генератором поднесущей частоты в передающей части системы служит транзисторная схема муль тивибратора, собранного на кремниевых транзисторах. Температурный датчик (термосопротивление) включен (последовательно с сопротивле нием базы транзистора. Для модуляции сигналов радиопередатчика ис пользуют выходное напряжение генератора поднесущей частоты.

Антенна генератора выполнена из двух медных т р у б о к — штырей диаметром 3 мм, длиной 300 мм, изогнутых по окружности.

Конструктивно передающая часть системы выполнена на плате раз мером 7 0 X 4 2 мм с п о м о щ ь ю печатного монтажа. Д л я надежности мон тажа все навесные элементы залиты эпоксидным компаундом и разме щены в металлическом корпусе.

Питание мультивибратора и цепи коллектора высокочастотного ге нератора передающей части системы осуществляется двумя напряжения ми постоянного тока раздельно. Источником питания являются специаль ные витки, заложенные в пазы якоря и в ы р а б а т ы в а ю щ и е при его враще нии э. д. с.

Для выпрямления и стабилизации переменной э. д. с. использована схема транзисторного компенсационного стабилизатора, основные эле менты которого — кремниевый стабилизатор, используемый как источник опорного напряжения, и транзистор, играющий роль регулирующего и усилительного элемента. Схема стабилизирует под нагрузкой постоянное напряжение при изменении входного напряжения от 15 д о 50 в. Для получения двух напряжений в схеме стабилизатора применен делитель напряжения на двух сопротивлениях.

Конструктивно блок питания ничем не отличается от передающей части системы и установлен на корпусе коллектора диаметрально проти воположно передающей части.

В тяговом двигателе Н Б - 4 1 2 М постоянное питание передающей час ти в пределах от маневровой скорости электровоза д о максимальной обеспечивается тремя специальными витками, уложенными в пазы якоря с шагом у = 8. Сигналы передающей части воспринимаются приемной частью, во входном устройстве которой применен ультракоротковолно вой блок. С э т о г о блока сигнал поступает на трехкаскадный усилитель промежуточной частоты. П о с л е усиления промежуточной частоты сигнал усиливается двумя усилителями напряжения и синхронизирует мульти вибратор с частотой 1200 гц. Затем сигнал поступает на следующий мультивибратор. П о с л е мультивибратора сигнал прямоугольной формы подается на усилитель мощности и на счетчик импульсов, а потом — на измерительный прибор, проградуированный в ° С. Д л я настройки прием ной части на несущую частоту используют индикатор настройки. Источ ник питания собран на специальном трансформаторе. Напряжение на выходе стабилизировано.

Приемная часть рассчитана на питание переменным током частотой 50 гц напряжением 110, 127 и 220 в. При промышленных испытаниях электровоза ВЛ60-1499 установлено, что суммарная погрешность изме рения температуры д о 200° С составляет ± 3 % от верхнего предела изме рения.

§ 26. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ ТЯГОВОГО ДВИГАТЕЛЯ В рассмотренных тепловых расчетах, а также при контрольных и типовых испытаниях тяговых двигателей определяют лишь с р е д н ю ю тем пературу обмоток по изменению сопротивления. Такой метод далеко не полностью характеризует температурное состояние отдельных их частей, так как температура в различных точках обмотки существенно отлича ется от средней. Оценка только среднего перегрева ведет или к недоста точному использованию мощности двигателя, или к перегреву о б м о т о к в отдельных местах выше допустимого предела для принятого класса 8 Заказ 1278 изоляции. Так, например, по данным тепловых исследований тягового электродвигателя НБ-412М разница м е ж д у максимальными превышени ями температур о б м о т о к двигателя над температурой о к р у ж а ю щ е й среды и средними, определяемыми по изменению сопротивления, составляет в часовом режиме для якорной обмотки 46° С, для о б м о т к и главных полю сов 26° С, а в длительном режиме — соответственно 25 и 36° С [7].

В связи с указанным целесообразно рассмотреть расчетный метод [17], который позволяет определять не только средние превышения тем ператур о б м о т о к над температурой о к р у ж а ю щ е г о воздуха, но и макси мальные превышения, так как, в конечном итоге, именно максимальная температура определяет срок с л у ж б ы изоляции, а следовательно, и срок с л у ж б ы электродвигателя. Э т о т метод расчета основан на решении диф ференциальных уравнений теплопроводности, составленных для актив ных частей тягового электродвигателя (см. рис. 58).

Н и ж е даны методы теплового расчета якоря, главного и дополни тельного полюсов. В их основу положены следующие общие допущения:

указанные основные узлы электродвигателя в тепловом отношении не зависимы один от д р у г о г о ;

изменение температуры подогрева воздуха по длине двигателя линейное и коэффициент пропорциональности м о ж е т быть определен от ношением суммарных потерь к о б щ е м у расходу воздуха;

омические потери постоянны и не зависят от температуры;

они определяются коэффициентом электропроводности меди, взятым при средней температуре [42, 57];

коэффициенты теплоотдачи интегральные, полученные опытным п у тем, на тяговом электродвигателе [6];

те коэффициенты теплоотдачи, ко торые не были определены опытным путем, вычислялись при помощи из вестных критериальных зависимостей [41];

коэффициенты теплопроводности электротехнических материалов;

приняты по табл. 10.

Расчет якоря. На рис. 67 приведена конструктивная схема якоря.

Из-за наличия коллектора двигатель не симметричен по длине. П о э т о м у рассматриваются три основных его участка:

O ^ ^ i ^ / i — л о б о в а я часть с о стороны коллектора;

0 ^ * 2 ^ / 2 — пазовая часть;

0 ^ * 3 = ^ / 3 — л о б о в а я часть со стороны, противоположной коллектору.

В данном случае индексы 1, 2, 3, I, II и III о б о з н а ч а ю т номера участ ков;

индекс о — обычное исполнение катушки (без с к о с а ), индекс в — воздух.

Температура в поперечном сечении обмотки принята постоянной и равной средней температуре для данного сечения. Теплоотдача из пазо вой части обмотки в воздушный зазор и в аксиальные каналы определя ется тепловым сопротивлением Я= + ЛиРи где Rc — тепловое сопротивление м е ж д у сталью якоря и о х л а ж д а ю щ и м воздухом;

ndKtiK. -ш nde ак—^ а2ч + авАор-^ Ри2 — периметр обмотки, заложенной в пазу;

bU2 — толщина изоляции в пазу;

Kov — коэффициент оребрения.

Теплоотдачей с т о р ц о в сердечника якоря пренебрегают и изменение его температуры по длине не учитывают. Такое упрощение приводит к некоторому завышению расчетной температуры обмотки якоря (на 5 — 1 0 % ) по сравнению с известными методами расчета.

В результате принятых допущений задача сводится к одномерной.

Температурное состояние рассматриваемых участков якоря описывается п-д I-I I' I/ с= IП а) т °С ЛI 80 I I 1 I 1 I Ц0 1 1 I ьо 60 ХЛМ 20,и 6) Рис. 67. К тепловому расчету якоря тягового двигателя НБ-412М:

а — конструктивная схема;

б — зависимость Перегрева якоря от его длины;

/ — расчетная кривая;

2 — опытн^ая кривая дифференциальными уравнениями. Д л я л о б о в о й части со стороны кол лектора (203) где Ям г, _ 2Kibn, ах = /лс^ЛС 1 1 | Ьи, О С Хи fM — площадь поперечного сечения меди;

qM — выделение тепла в единице о б ъ е м а ;

К\ — коэффициент теплоотдачи;

Хм и К и — коэффициенты теплопроводности меди и изоляции.

Для пазовой части d 2 То - у - — r h 2 + а 2 + Ь 2 х 2 = 0, (204) dx., где rl = = Г5 + ТТ~р' М Ъ I мЛм*\ 2 ДAjvt, « 2 Р Р = Тло"/2 Ь*=Р* 8* Для лобовой части со стороны, противоположной коллектору, ^ / ^ 3 + 03 = 0, (205) где az=av + §l2r\.

Температурное состояние участков описывается также граничными условиями.

При Л1 = 0 граничными условиями являются Г dx\ 0*кРкХ\ = ДЯДлс/JHZ dxx при Xi = l { | х 2 = 0 | dx i dx Ti=t2, dx\ dx2 при X2 = /2|*3 = 0| dx2 _ dxz Т2 = Тз, dx2 dxз при х 3 = dxz = 0.

dxz О б щ е е решение уравнений (203) — (205) имеет вид ti = % + C\6riXi + C 2 e~ r ^\ (206) l r т2 = + $x 2 + + C4r^;

(207) Г Тз = % + p/ 2 + + C6 е ^ л. (208) ri П о с л е подстановки выражений (206) — (208) в граничные условия получаем систему линейных алгебраических уравнений относительно по стоянных интегрирования:

(.. УА к Л. + УАи \ aKFK / \ aKFK / aKFK г\ r\ Г ^.C.-^.-rAC.-C.+C.-'i-;

(209) _ cs - C« = —Ь;

Г1 Г Го Го В — е^»Сз — — e - ^ C 4 - C 6 + C 6 = — - 5 - ;

В результате численного решения системы уравнений (209) находим значения постоянных интегрирования. Подставив их в уравнения (206) — (208), получим функциональные зависимости распределения превыше ний температур по длине якоря.

На рис. 67 приведены расчетная кривая и опытные значения темпе ратур.

Расчет главного полюса. На рис. 68 приведена конструктивная схема катушки главного полюса. Л о б о в ы е части обмотки выполнены без скоса, поэтому находят распределение температур по высоте обмотки в двух сечениях: по лобовой части и по середине катушки.

1-1 п-п ш-ш и см У см ВОзЭу*^ ~ Г U0 х сп 10 20 Рис. 68. К тепловому расчету катушек главных полюсов тягового двигателя НБ-412М:

а — сечение катушки и распределение перегрева в этих сечениях по высоте катушки;

б — распределение перегрева в зависимости от длины катушки: 1 — расчетная кривая;

2 — опытная кривая Коэффициент теплопроводности по высоте катушки х-л н (210) Лу — Ли тг и п — wznhnv Объемные удельные потери определяются следующим о б р а з о м :

для лобовых частей W3.nhnp (211) Я=Ям Н для середины катушки Ьпр яс«(у)=д( Г2—г-\ (212) \ьск+ ЧгМ Иск при 0 ^ у ^ Н с к q0K = q при Превышение температуры обмотки определяют из выражения г=х(у) + р*2, (213) где т (у) —изменение превышения температуры по высоте обмотки.

Таким о б р а з о м, задача сводится к одномерной. Температурное с о стояние л о б о в ы х частей катушки определяется дифференциальным урав нением dh (214) •rh+a=0, dy где да,, 2 *., Я АЛп f = + ЬКу 1 Ху ЬХуО,2 + О С Xu d2.B Яс Яи ^в ( Я — высота катушки без корпусной изоляции;

В — ширина сердеч ника п о л ю с а ) и граничными условиями:

при у = О rft /СоТ = %у -J^-, 'dy где _2_ К' + а Ли при у = Н — (216) где Ки = К0 Температурное состояние середины катушки описывается дифферен циальными уравнениями. Для скошенной части катушки при ^к+аСк=0, (217) + где nl — Ьск Т, = „ Л, b-Ьск \ • НсЛЬск + 77—г/ я.

ц= Л /«.. ^«Р ^«С \ ск „ _ 7с*(/),. КиАе а ск — Г Ку (Ьск + ) %уЪ ЬпРн ЬсК Для обычного исполнения катушки (без скоса) при Н с к ^ у ^. Н ~тЦ /*2То + я о = 0, (218) dy г д е Г о = г, а0 = а в уравнении (214).

Кроме того, температурное состояние середины катушки определяет tя следующими граничными условиями:

при у=О КоГсп = hy • dy при у = Нск dxСК dx0 / *=to;

Tc = (219) при у = Н v dx° * АнТ0= — А у dy Решение уравнений (214) при граничных условиях (216) имеет вид ch г[у~) ь н vV*4 (220) Решение уравнения (217) будем искать в виде степенного ряда ко нечной длины [16] TcK=C0+Ciy+... +Спу». (221) При этом п ^ 2, так как д о л ж н а существовать вторая производная.

Анализ показывает, что у ж е при п = 4 решение имеет погрешность 1 %.

Следовательно, для расчетов вполне д о п у с т и м о принять п = 2 [16].

О б щ е е решение уравнения (218) имеет вид То = + Cn+ierv + Cn+2e-rv. (222) Для определения постоянных интегрирования Сп+ь С п + 2 и коэффи циентов С 0, С ь..., Сп воспользуемся граничными условиями (219). Одна ко общее число неизвестных коэффициентов, входящих в уравнения (221) и (222), равно (я + З) и на ( п — 1 ) неизвестных превышает число алгеб раических уравнений, которые м о ж н о составить исходя из граничных условий. Система алгебраических уравнений получается неполной. Д о полнить ее м о ж н о следующим о б р а з о м.

На отрезке [О, Я с к ] в ы б и р а ю т ( п — 1) точек, координаты которых оп ределяют по формуле kn f 1 — COS 2~-~Нск] 2,... ( М - 1). (223) Ук = Значения координат этих точек подставляют в дифференциальное уравнение (217), предварительно заменив соответст и Хск в вии с уравнением (221). Э т о позволяет получить ( п — 1 ) недостающих алгебраических уравнений и делает систему алгебраических уравнений полной.

Она имеет вид — 1= Ф С0 + НскСх +... + НпскСп-егИс«Сп+{ - е-г"с«Сп+2 = —;

г Сх + 2НскС2 +... + пН^Сп-гегН^Сп+{ + ге-'п*Сп+2 = 0;

V К г + егНСп+\ 1+ Кн К* (224) ЛА + — ЛJ + (^/сУ2 — 2г1Л — 2) С а +...

л—2.

. • • + [И-^2 — ту/2 — л (/I — 1) упк *]Сп = аск;

В результате численного решения системы уравнений (224) находят значения постоянных коэффициентов С, Си..., Сп+2. Подставив их в ра венства (221) и (222) и воспользовавшись уравнением (213), получают ш-ш 70 110 Г 9С Ь0 х см Рис. 69. К тепловому расчету катушек дополнительных полюсов тягового двигателя НБ-412М:

а — сечение катушек и распределение перегрева в этих сечениях по высоте катушки;

б — распределение перегрева в зависимости от длины катушки: 1 — расчетная кривая;

2 — опытная кривая функциональную зависимость распределения превышений температуры меди обмотки главного полюса по высоте и длине катушки.

На рис. 68 приведены расчетные кривые и опытные значения темпе ратур.

Расчет дополнительного полюса. На рис. 69 приведена конструктив ная схема катушки дополнительного полюса. Принципиально дополни тельный (полюс ничем не отличается от главного п о л ю с а ;

поэтому м о ж но воспользоваться решением, полученным для л о б о в ы х частей катуш ки главного полюса, не учитывая потерь на поверхности башмака.

Таким о б р а з о м, ( --f ) Chr y т=— 1 — —- +р*2, (225) ch r ^ — sh r-^— 2 К0 2 J где К Wdnhnp \Н hpby н \ —КH— т wdnhnp К= ;

К0 = _2_ -L + A а а %„ На рис. 69 приведены т а к ж е расчетные кривые и опытные значения температур для тягового электродвигателя НБ-412М.

Изложенные выше положения позволяют определять в процессе проектирования более полную картину нагрева тягового двигателя, поз в о л я ю щ у ю принять своевременные и рациональные меры для снижения максимальных 'перегревов о б м о т о к и для выравнивания их температур.

ГЛАВА VI Р А С Ч Е Т НА П Р О Ч Н О С Т Ь Т Я Г О В Ы Х Д В И Г А Т Е Л Е Й § 27. ДИНАМИЧЕСКИЕ НАГРУЗКИ И МЕХАНИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ РАБОТЫ ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ При огторно-осевом подвешивании тяговых двигателей они подвер жены воздействию значительных динамических нагрузок, возникающих при прохождении неровностей пути (стыков рельсов, стрелок и т. п.).

При прохождении движущей колесной парой стыка рельсов (рис. 70) она получает направленное практиче Движение ски вертикально ускорение, которое может быть представлено отрезком ОВ.

Положение точки С подвески двигате ля к раме тележки в момент удара можно считать практически неизменен ным, так как она связана с надрессор ным строением тележки. Вертикальные ускорения распределяются по пря мой СВ. Поэтому наибольшие динами ческие нагрузки приходятся на детали двигателя, расположенные у моторно осевых подшипников. Величина ускоре Рельс ния ОВ зависит от большого числа слу чайных факторов, связанных с состоя Рис. 70. Схема ускорений нием пути, скоростью движения и т. п.

Ее оценивают обычно по опытным данным. Ускорения находятся в пределах 5 — 2 5 g (где g — ускорение силы тяжести).

В зимнее время при удовлетворительном состоянии пути и движении электровоза со скоростью д о 100 км/ч ускорение а = О В принимают равным 15g\ Таким образом, для двигателей, имеющих опорно-осевое подвешивание, динамические нагрузки, действующие на деталь, превы шают в 15 раз ее вес. Периодичность динамических нагрузок опреде ляется диапазоном частот 20—45 гц. Для электровозов, эксплуатируе мых на железных дорогах Западной Европы, обычно а ^ 10g.

Так как в точке Е зацепления зубчатых колес зубчатое колесо имеет ускорение EG = ОВ, а шестерня — ускорение EF, то шестерня, а вместе с ней и якорь воспринимают дополнительное ускорение FG (по диаметру dz). Ускорение на поверхности якоря выражается отрез ком HL (по диаметру л ), а полное ускорение, если предположить их совпадение в пространстве, 2 а ^ KL. Практически при опорно-осевом подвешивании двигателя 00' « О'С = Ц. Из рис. 70 -получим соотно шение:

(226) А В среднем для э л е к т р о п о д в и ж н о г о состава — ~ 2,5 и ускорения d на поверхности якоря 2 а = 1,75а « 25g. При исполнении о д н о г о из з у б чатых колес передачи с эластичными элементами в них м о ж н о снизить ударные воздействия на якорь.

Вследствие больших динамических нагрузок возникает необходи мость применять более прочные материалы и специальную технологию для изготовления отдельных у з л о в в отличие о т электрических двигате лей общепромышленного назначения.

При опорно-рамном подвешивании двигателей в р а щ а ю щ и й момент передается от корпуса двигателя на раму тележки. Давление зубьев шестерни передается корпусу тяговой передачи через подшипники ее вала, а затем через о с е в ы е подшипники на колесную пару и через си стему подвески корпуса тяговой передачи на раму. При применении опорно-рамного подвешивания двигателя м о ж н о значительно повысить его надежность, так как при таком подвешивании указанные выше ди намические усилия практически о т с у т с т в у ю т. Полные ускорения для тя говых двигателей опорно-рамного (независимого) подвешивания не пре вышают 2g — 4 g при частотах 20—45 гц.

Узлы и детали тяговых электродвигателей р а б о т а ю т в крайне т я ж е лых условиях, испытывая большие механические воздействия. Они свя заны с динамическими качествами электровоза, с передачей в р а щ а ю щего момента через тяговую передачу, с силами магнитного притяже ния, центробежными силами и электродинамическими силами при аварийных режимах. На изоляцию, кроме того, в отдельных частях воз действуют силы, возникающие при колебаниях температуры и связан ные с ними изменения размеров сопряженных деталей, изготовленных из материалов с различными коэффициентами линейного расширения.

Очень опасно попадание в резонанс частоты собственных колебаний узла с частотой в о з м у щ а ю щ и х усилий. Установлено, что снижение пробив ного напряжения изоляции зависит не от частоты вибраций, а от числа циклов и их амплитуд.

При проектировании тяговых электродвигателей выполняют боль шое число механических расчетов, методика которых весьма различна и зависит от конкретных условий работы двигателя и от особенностей его конструктивного исполнения. Н и ж е рассмотрены наиболее широко распространенные методы расчетов.

§ 28. МЕХАНИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ВАЛА И ВТУЛКИ ЯКОРЯ Расчет вала якоря. Расчет вала на прочность проводят для режима совпадения максимального в р а щ а ю щ е г о момента (при максимальном коэффициенте сцепления) с наибольшей силой одностороннего магнит н о г о притяжения при т а к о м направлении вращения вала, когда прогибы вала о т в с е х п р и л о ж е н н ы х сил с к л а д ы в а ю т с я (рис. 7 1 ). В е с якоря д в и гателя и силу о д н о с т о р о н н е г о магнитного притяжения принимают с о с р е доточенными и п р и л о ж е н н ы м и в одной точке, н а х о д я щ е й с я на середине сердечника якоря. П р и р а с ч е т е в у к а з а н н о м п о р я д к е д о л ж н о быть опре делено с л е д у ю щ е е. М а к с и м а л ь н а я сила тяги FK = г | к Г, (227) где /7 — м а к с и м а л ь н а я нагруз ка колесной пары;

Мре о б ы ч н о Я = 23 ООО кГ;

Gp*Pn j r I г|) — максимальный коэф фициент сцепления;

I I Р3 \5 = 0,4. Д а в л е н и е на |. з у б шестерни н—с—4— —Ь n а \,05FK — — Р3= —кГ, Рис. 71. Схема сил, действующих на вал якоря mZr\3 k (228) где k — к о э ф ф и ц и е н т, х а р а к т е р и з у ю щ и й передачу. При двухсторонней передаче k = 2, при о д н о с т о р о н н е й k = 1.

Вращающий момент м°р = — * ' ( ) к Г 2 2 rig 2[ik Удельная магнитная сила К0 = 7,85ат 1Я —— (230) кГ.

®эф М о м е н т инерции вала в месте п о с а д к и сердечника якоря ndt J= см4, где de — д и а м е т р вала в см.

П р о г и б вала о т веса G я я к о р я алш-т (231) 48 EJ где / — р а с с т о я н и е м е ж д у с е р е д и н а м и я к о р н ы х п о д ш и п н и к о в в см\ Ь — р а с с т о я н и е о т середины о д н о г о из п о д ш и п н и к о в д о середины сердечника я к о р я в см\ Е — м о д у л ь у п р у г о с т и ;

Е « 2,1-10 6 кГ/см2.

Ж е с т к о с т ь вала (232) Ж = —j- кГ/см.

П р о г и б вала о т силы Р ( где с — р а с с т о я н и е о т середины шестерни до середины я к о р н о г о под шипника в см.

П о л н ы й начальный э к с ц е н т р и с и т е т *o=fo + f + (234) где /о — начальное с м е щ е н и е центра вала;

f0 = 0,08 см.

У с т а н о в и в ш а я с я сила м а г н и т н о г о притяжения Со р_ е0ЖК, (335) * м~ Ж — КQ П р о г и б вала под действием силы Рм (236) f ж П о л н ы й п р о г и б вала (237) fn=f + Г + ?'• Реакция в о п о р е А (рис. 71) из уравнения м о м е н т о в о т н о с и т е л ь н о опоры В P3(a + b)-(GH (П + J Р In _L h\. PJb PU Ra = (238) a+ b где а — р а с с т о я н и е от середины подшипника А д о середины сердечника якоря.

Реакция в о п о р е В из уравнения м о м е н т о в о т н о с и т е л ь н о о п о р ы А RB = РЛа + Ь)-(Оя + Рм)акГ^ (239) а+ Ь З а т е м о п р е д е л я ю т и з г и б а ю щ и е м о м е н т ы в сечениях, соответствую щих точкам Л, В, С. И з г и б а ю щ и й м о м е н т в точке А = •О (240) Миае Рз кГ • СМ\ в точке В (241) Мизг = Рэ-с кГ-см;

в точке С (242) кГ • см.

Muae = P,(a + c)-RAa Э п ю р ы и з г и б а ю щ и х и к р у т я щ и х м о м е н т о в приведены на рис. 72.

М о м е н т сопротивления прове р я е м о г о сечения nd W= см.

Статическое напряжение в рас с м а т р и в а е м о м сечении -вала ML + Миае (243) w Рис. 72. Эпюры изгибающих и крутя При расчете вала, к р о м е с т а т и - щ и х м о м е н т о в в а л а двигателя ческих напряжений а с г, у ч и т ы в а ю т т а к ж е динамические н а п р я ж е н и я введением коэффициента динамично сти ko и влияние местной концентрации напряжений, для чего в в о д я т ко эффициент концентрации н а п р я ж е н и й kK. Величину kd о п р е д е л я ю т по формуле 1 + 0, 1 --nd3. Ю-3. (244) ka= oU К о э ф ф и ц и е н т kK п р и н и м а ю т в з а в и с и м о с т и о т отношения д и а м е т ра D б о л ь ш е г о сечения вала в месте перехода к д и а м е т р у d меньшего сечения.

Р а с ч е т н о е н а п р я ж е н и е в р а с с м а т р и в а е м о м сечении o=o ^±^k. (245) cm d В а л ы т я г о в ы х двигателей о б ы ч н о и з г о т о в л я ю т из стали 2 0 Х Н З А, Г О С Т 4 5 4 3 — 6 1, для к о т о р о й, и с х о д я из м н о г о л е т н е г о опыта э к с п л у а т а ции, д о п у с к а е м о е н а п р я ж е н и е a_i при н а г р у з к е III р о д а принимают 2000 кГ/см2. В а л ы в с п о м о г а т е л ь н ы х двигателей д о п у с к а е т с я и з г о т о в л я т ь из стали 45 с т е р м и ч е с к о й о б р а б о т к о й. О б ы ч н о н а и б о л ь ш и е напряжения в о з н и к а ю т в м е с т а х окончания конуса п о д п о с а д к у шестерни I и II (рис. 7 2 ). В т а б л. 12 приведены н а п р я ж е н и я в э т и х сечениях для неко т о р ы х отечественных и з а р у б е ж н ы х двигателей.

Таблица Двигатели Параметры НБ-406 НБ-412М TAO-649 НБ-414Б Диаметр в сечениях I и II в мм 137,5 137,5 114,6 Допустимое напряжение при нагрузке III ро да в кГ/см2 3300 Модуль передач tn в мм 12, 10 10 Число зубьев:

82 зубчатого колеса шестерни 21 Напряжение а в сечениях / и / / в кГ/см2 500 6,6 2, Коэффициент запаса k3 4,03 2, •k= k 2.

При проектировании т я г о в ы х д в и г а т е л е й с л е д у е т учитывать, что о т рицательные т е м п е р а т у р ы резко с н и ж а ю т у д а р н у ю в я з к о с т ь стали в а лов, о с о б е н н о у г л е р о д и с т о й. П о э т о м у н е о б х о д и м о п р е д в а р и т е л ь н о опре делить изменение с в о й с т в стали при т е м п е р а т у р е — 5 0 ° С, при к о т о р о й э л е к т р о в о з д о л ж е н н о р м а л ь н о р а б о т а т ь, учесть, что в н а и х у д ш и х у с л о и виях э к с п л у а т а ц и и у д а р н а я в я з к о с т ь д о л ж н а б ы т ь не ниже 3,5 кГ-м/см2.

П о о п ы т н ы м д а н н ы м в интервале т е м п е р а т у р + 2 5 - ^ 50° С у д а р н а я в я з к о с т ь стали 2 0 Х Н З А с н и ж а е т с я в 2 раза, а у г л е р о д и с т о й стали (Ст.З, 5 0 ) — в 4 — 7 раз.

Д л я т о г о ч т о б ы и с к л ю ч и т ь в о з м о ж н о с т ь попадания якоря при его вращении в р е з о н а н с с ч а с т о т о й с о б с т в е н н ы х колебаний вала, д о л ж н о быть выдержано отношение 1Д ПР где пк — критическая с к о р о с т ь в р а щ е н и я я к о р я ;

пр — с к о р о с т ь вращения якоря при р а з г о н е в об/мин.

Критическая с к о р о с т ь в р а щ е н и я пк — 300 \ / (246) GH } где Ж — ж е с т к о с т ь вала.

Р а с ч е т п о с а д к и втулки я к о р я на вал. Р а с ч е т н а я с х е м а п о с а д к и пред ставлена на р и с. 73 для с л у ч а я, когда и м е ю т с я две п о с а д о ч н ы е п о в е р х ности 1 и 2 длиной 1{ и / 2. О б ы ч н о п о с а д о ч н ы е д и а м е т р ы вала dx и d должны обеспечивать посадку втулки с натягом Д в пределах 110—160 мкм.

При расчете о п р е д е л я ю т о т н о с и т е л ь н ы е величины натяга б и о т н о шение а д и а м е т р о в с о п р я г а е м ы х деталей ( н а р у ж н о г о д и а м е т р а D втул ки и д и а м е т р а d в а л а ) :

D_ (247) а 8 = = d J_ Д а в л е н и е на п о в е р х н о с т и п о с а д к и р = 105 • 10 4 8 ( 1 — а Фактическая п о в е р х н о с т ь п о с а д к и 5, если п р е д п о л о ж и т ь, что она с о с т а в л я е т 7 5 % расчетной п о в е р х н о с т и :

S = Q,75ndl. (248) М о м е н т, к о т о р ы й м о ж е т б ы т ь передан п о с а д о ч н о й парой, PfmpSd _ (249) м ~ 2 ' тр где f — коэффициент трения;

/ т р « 0, 1 3.

К о э ф ф и ц и е н т з а п а с а на п р о в о р а ч и в а н и е k г М кр где 2 Л 4 т р — предельный в р а щ а ю щ и й момент, к о т о р ы й м о ж е т б ы т ь пере дан всеми п о с а д о ч н ы м и п о в е р х н о с т я м и.

h L, / я и / / / / / *a 7///////Z X////Z* J j Рис. 73. Разрез якорной втулки по шпоночной канавке Минимальный к о э ф ф и ц и е н т запаса на п р о в о р а ч и в а н и е k3 ^ 2.

Крутящий м о м е н т Мкр, принимаемый для р е ж и м а д в о й н о г о ч а с о вого тока, Мкр ж 2,5 - Мч кГ • см, где М ч — момент, р а з в и в а е м ы й д в и г а т е л е м в ч а с о в о м р е ж и м е.

Н е о б х о д и м о е давление при з а п р е с с о в к е (250) Р = fSp.

Тангенциальное н а п р я ж е н и е во втулке а, = 1 0 5. 10 4 8 ( 1 + — V (251) В расчете все размеры берутся. в сила — в давление — см, кГ, в кГ1см2.

На у ч а с т к а х 1 и 2 имеется ш п о н к а, п о э т о м у напряжения о п р е д е л я ю т с учетом о с л а б л е н и я его сечения (рис. 74) 1+(3-р ) (252) Р, '•'"В" 2е где р = 1 + d Значения р, о ц и а/2 о п р е д е л я ю т отдельно для у ч а с т к о в 1 и 2. Д о п у с т и м о е тангенциальное н а п р я ж е н и е Gt ^ 2400 кГ/см2. Б у р т втулки для упора задней н а ж и м н о й ш а й б ы р а с с ч и т ы в а ю т на с м я т и е т о р ц а и на с р е з от усилия з а п р е с с о в к и Рис. 74. Влияние шпон л и с т о в сердечника якоря.


ки на посадку втулки § 29. МЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ КОЛЛЕКТОРА Н и ж е и з л о ж е н м е т о д расчета к о л л е к т о р о в т я г о в ы х двигателей, про веренный на п р а к т и к е и д а ю щ и й х о р о ш и е р е з у л ь т а т ы.

Р а с ч е т к о л л е к т о р а н а ч и н а ю т с определения д и а м е т р а центра т я ж е с ти и веса к о л л е к т о р н о й пластины. П л о щ а д и э л е м е н т о в пластин в см (рис. 7 5 ) :

F^F^LAH X L1tga F3=L3 Н3 + АА --i-L t g 30° j ;

(253) F, = (Lb + AA)x X (#5 + AB — AA)\ F6 = L6(He + AA), Рис. 75. Определение центра тяжести коллекторной пластины где ДА и ДБ — т е х н о л о г и ч е с к и е припуски;

ДЛ = 1 0 - = - 1 5 мм\ ДВ = = 1 5 - ^ - 2 0 мм. О д н а к о они м о г у т б ы т ь и меньшими.

Д и а м е т р ы ц е н т р о в т я ж е с т и п л о щ а д е й э л е м е н т о в в см:

DC3 = DK- H3--t-L3tg3° + AA)-, L t t g 3 ° + Ai4 ;

(254) Dc4 = DK Я Dc 5 = DK + (H6 + Д B - A A) Dct = DK (H6 + A A).

П л о щ а д ь пластины F = 2F1 + FS + F + Fb + Fe.

Д и а м е т р ее центра т я ж е с т и Dc = JL (2F,D.C1 + F3DcZ + FJ)ci + FbDcb + F„Dc6).

F Т о л щ и н а пла-стины на д у г е д и а м е т р о м Dc К где К — число к о л л е к т о р н ы х пластин.

В е с пластины G = 0,0089/F кг.

Р а с ч е т л а с т о ч к и н о г о х в о с т а пластины. Ц е н т р о б е ж н а я сила, д е й с т в у ю щ а я на к о л л е к т о р н у ю пластину (рис. 7 6 ), (255) C = bfiGDc 1^-Х кГ.

\1000) Р а з м е р 1 д о середины о п о р \ ной поверхности консольной части пластин равен = 0,5т А- т0 см.

Средняя т о л щ и н а сечения Рис. 76. Расчетная схема ласточкиного хвоста коллекторной пластины (256) t=^-(D + Hl)-AcM.

t Л М а к с и м а л ь н о е н а п р я ж е н и е при изгибе в сечении / — / С1± (257) кГ/см2.

ах= tH\ Давление на м а н ж е т у, в ы з ы в а е м о е ц е н т р о б е ж н о й силой, С р1 = 0,5 кГ/см2.

tm М а к с и м а л ь н о е н а п р я ж е н и е в сечении / — I при давлении на м а н ж е ту Ро ?пах от з а п р е с с о в к и к о н у с а к о л л е к т о р а (258) *0 = — Ро шах /СМ2 кГ РI С у м м а р н о е напряжение в сечении / — / О= О0 + О1 KF/CM2.

Давление на манжету при напряжении в сечении I—/, равном во + СТь Po = Pl + Pon:ax *F/CM2.

Д л я предварительных р а с ч е т о в принимают давление на манжету при запрессовке конуса коллектора Ротах = 300 кГ/см2, pomin = = 280 кГ/см2.

9 Заказ 1278 1 Наименьшая сила запрессовки коллекторных пластин конусом кол лектора Рmin = 2,2Ор 0 mIn кГ, (259) где D = D e + 2 ( t f 1 — tg30 o / x ) см.

Наибольшая сила запрессовки РопмКГ. (260) Ро min Значения P m in и Р т а х округляют до целых чисел.

Определение сил арочного распора. Суммарные центробежные силы, действующие на коллекторные пластины и миканитовые прокладки, 2PW = 1, 2СК кГ, (261) где 1,2 — коэффициент, учитывающий вес прокладок.

Вертикальная составляющая минимального усилия пресса при за прессовке коллекторных пластин YD 2Р = (262) кГ, 0,5 tg 30° где 2Л$ — Минимальное давление при запрессовке.

Результирующая сила арочного распора 2 Р р = 2 Р — 2 P W кГ. (263) Давление между пластинами при разгоне коллектора YD (264) Ра = кГ/см2, 2nL6 (Ав + А А) ' На где U Le + 2 /,.

= Статическое давление между пластинами YD (265) Рас КГ/см*.

2nL 6 (he + А А) Расчет бокового выступа со стороны, противоположной петушкам.

Диаметр центра тяжести выступа при изношенном коллекторе (рис. 77) Dc3 = Dc3 — I — А А см, (266) где I — допустимый радиальный износ коллектора, равный 1,0—1,5 см.

Площадь выступа при изношенном коллекторе F'3 = U (Hi - - L L 3 tg 3° ) см2. (267) Действующая центробежная сила С 3 = 0,05F 3 D, 3 [ t ^ J (268) кГ,, где п' — максимальная скорость вращения коллектора в эксплуатации.

Максимальное напряжение в сечении III—III U а3 = 3 С 3 кГ/см2. (269) Стрела п р о г и б а выступа / = 1,351-^) С 8. 10~ 6 см. (270) Хп3/ Величина / 3 не д о л ж н а б ы т ь б о л е е 0,004 см.

При расчете консольной части пластины со с т о р о н ы петушка (рис. 78) таким ж е о б р а з о м о п р е д е л я ю т D'c4 и D 'c5, F\ и Fs', С^ -и С'ъ, а затем и м а к с и м а л ь н о е н а п р я ж е н и е в сечении IV — IV:

а4 = 3 -Ц- fc;

+ Се) кГ/см*.

\ U ' НА К* La ш мг с,* J, "аГ (I L ш с?

Рис. 77. Расчетная схема Рис. 78. К расчету кон переднего консольного сольной части пластины выступа пластины со стороны петушка Р а с ч е т средней части пластины на р а с т я ж е н и е по сечению VII—VII.

П л о щ а д ь пластины в ы ш е сечения VII—VII (рис. 79) F8 = F—2F1 — LbH1 см2.

Ц е н т р о б е ж н а я сила, д е й с т в у ю щ а я на э т у часть пластины, кГ.

С 8 = 0,05 F8DC Н а п р я ж е н и е р а с т я ж е н и я в сечении VII—VII т7 = 1,2 кГ/см\ LQ Р а с ч е т на изгиб сечения Д и а м е т р центра т я ж е с т и при и з н о VI—VI.

шенном к о л л е к т о р е Da = DC6 — I— А А см.

П л о щ а д ь средней части пластины при изношенном к о л л е к т о р е F'Q = LQHe см2, где Le = Lq 4- 21 \.

Ц е н т р о б е ж н а я сила, д е й с т в у ю щ а я на с р е д н ю ю ч а с т ь пластины, п' \ С6 = 0,05F 6 D 6 — кГ.

\1000) 9* Стрела прогиба / = 0,14 ( jp- ) С 6 • \0~6 см.

М а к с и м а л ь н о е напряжение при изгибе в сечении VI—VI М С qLQ о ой = = кГ см*.

W 8W П р е д е л прочности кадмиевой меди равен 35 кГ/мм2, меди M l — 30 кГ/мм2. Д о п у с т и м ы е с у м м а р н ы е напряжения в л а с т о ч к и н о м х в о с т е пластины из указанных м а р о к меди с о о т в е т с т в е н н о д о л ж н ы б ы т ь не б о л е е и 20 кГ/мм2у а в о с т а л ь н ы х ее частях — 15 и 12 кГ/мм2.

Рис. 79. Схема расчета средней части пластины Рис. 80. К расчету болтов крепления коллектора Р а с ч е т б о л т о в крепления к о л л е к т о р а (рис. 80). Напряжение при р а с т я ж е н и и о т усилия з а п р е с с о в к и об кГ/см\ (271) тах п Zd где Z — число б о л т о в ;

d — минимальный д и а м е т р б о л т а.

Н а п р я ж е н и е при изгибе в с л е д с т в и е действия ц е н т р о б е ж н о й силы (272) Оби* = 0,435L 2 - 5 - f - ^ V кГ/см\ d \1000 / Суммарное напряжение в болте о= о + об б U3gu Д л я р а в н о м е р н о й з а т я ж к и б о л т о в к о н т р о л и р у ю т момент з а т я ж к и, к о т о р ы й о п р е д е л я ю т о п ы т н ы м путем.

П р и б л и ж е н н о м о м е н т закручивания б о л т о в коллектора м о ж н о о п р е д е л и т ь с у ч е т о м с л е д у ю щ е г о. Усилие з а п р е с с о в к и Я, п р и х о д я щ е е с я на один б о л т, Р= Z' М о м е н т з а т я ж к и б о л т а (рис. 80) (273) tg(P + ? i ) + / i 2 D, где р — угол подъема резьбы;

р = 2° 30';

ф! — угол трения стали по стали;

cpi = 13° 3';

fi — коэффициент трения меди по стали;

f\ = 0,36;

dcp — средний диаметр головки болта;

dCp = У2 (D2 + do).

Затем проверяют прочность болтов на скручивание. Скручивающий момент равен моменту трения в резьбе:

Мp = p A g(p + Tl). (274) t Касательное напряжение МР Мп — (275) т= W 0,2 d Допустимая величина касательного напряжения °6а *доп допустимое напряжение при где Gi растяжении.

Для болтов крепления коллектора применяют стали 40 и 45 с пределом текучести 5000 кГ/см2, сталь 40Х с пре делом текучести 7000 кГ/см2. Коэффи циент запаса прочности болта не дол жен быть меньше 1,6.

Расчет нажимного конуса коллек- Рис. 81. к расчету нажимного тора. При расчете нажимного конуса конуса:

1 — б номера расчетных сечений (рис. 81) вычисляют площади элемен тов сечения в см2 и радиусы их центров тяжести гу\ — гу6у а также радиус /? 0 центра тяжести сечения нажимного конуса б см\ (276) Вычисляют расстояния lx 1 i 1x6 в см от центров тяжести элементов сечения до его левой кромки. Рассчитывают положение оси у — у, про ходящей через центр тяжести сечения 1Х.

Момент инерции сечения нажимного конуса относительно оси у — у (277) /=i где I V i — момент инерции /-го элемента;

Fi —площадь элемента i в см2;

Zi — расстояние от центра тяжести элемента i до центра тяжести сечения в см\ Z? = /?+*?

(lu Ух — расстояния от осей х и у до центров тяжести элементов се чения).

Радиальная сила 2 Я, действующая на конус, складывается из цен тробежной силы и радиальной составляющей от усилия запрессовки.

Наибольшее напряжение возникает в волокне, проходящем через точ ку т.

О н о равно J_ 2PR crm = кГ/см2. (278) F 4л + (R0 Ут) При э т о м н а д о учитывать, что предел текучести для стали 25Л ОТ = 2400 кГ/см2, стали 35Л1 стт = 2800 кГ/см2 и стали 20ГТЛ о т = 3400 кГ/см2. К о э ф ф и ц и е н т запаса ОТ - 1,4.

К, Величины расчетных напряжений в различных элементах коллек т о р о в н е к о т о р ы х двигателей приведены в т а б л. 13.

Таблица Двигатели Параметры НБ-412К | НБ-414М НБ- НБ-406Б Диаметр коллектора по рабочей поверхно сти в мм 565 472 Скорость вращения якоря при разгоне в об/мин 2812 2150 Окружная скорость коллектора при разгоне якоря в м/сек 69, 76 68, 63, Максимальная скорость вращения якоря в об/мин 1680 2250 Отношение скорости при разгоне якоря к его максимальной скорости 1,31 1,25 1, 1, Усилие запрессовки конуса в т 85 83 Напряжения в ласточкином хвосте в кГ/см2\ вследствие запрессовки 1610 1460 вследствие действия центробежных сил 1025 658 суммарное 2635 2118 Давление на манжету в кГ/см2\ вследствие запрессовки 527 566 вследствие действия центробежных сил 323 суммарное ' 831 Давление на изоляцию между пластинами при запрессовке в кГ/см2 530 Превышение усилий запрессовки над уси лием от действия центробежных сил в ла сточкином хвосте и манжете 2,22 1, 1,91 1, Д л я повышения н а д е ж н о с т и р а б о т ы к о л л е к т о р о в р а з г о н н у ю с к о р о с т ь вращения якоря для двигателей с п о с л е д о в а т е л ь н ы м соединением у в е л и ч и в а ю т в 1,35 раза по с р а в н е н и ю с м а к с и м а л ь н о й с к о р о с т ь ю в р а щения и в 1,25 раза для двигателей, не в к л ю ч а е м ы х последовательно.


Р а з г о н н у ю с к о р о с т ь к о л л е к т о р а п р и н и м а ю т при его динамической ф о р м о в к е на 5 % в ы ш е разгонной с к о р о с т и я к о р я. При статической ф о р м о в к е р а з г о н н ы е с к о р о с т и к о л л е к т о р а и якоря н е к о т о р ы х з а р у б е ж н ы х двигателей совпадают.

А л г е б р а и ч е с к о е с у м м и р о в а н и е напряжений в элементах к о л л е к т о р а, принятое в р а с с м о т р е н н о й м е т о д и к е, не с о о т в е т с т в у е т физическому с м ы с л у явлений, но такой прием практически д о п у с т и м, так как э т о при водит к п о в ы ш е н и ю з а п а с а п р о ч н о с т и.

М е т о д и к а расчета к о л л е к т о р о в с элементами из п л а с т м а с с значи тельно отличается о т расчета к о л л е к т о р о в с металлическими д е т а л я ми [58].

§ 30. РАСЧЕТ КРЕПЛЕНИЯ ОБМОТКИ ЯКОРЯ Расчет проволочных бандажей (рис. 82). В настоящее время все тя говые двигатели электровозов выполняют с клиновым креплением пазо вой части обмотки, поэтому ниже дается только расчет крепления лобо обмотки якоря Для расчета проволочных бандажей (рис. 82) необходимы следую щие исходные данные:

наружный диаметр якоря йя в см;

скорость вращения пр при разгоне в об/мин;

площадь сечения проводника обмотки qR в см2;

число проводников ип в пазу;

длина передней лобовой части секции Ln в см;

длина задней лобовой части секции L3 в см;

глубина паза hz в см;

высота клина hK в см;

ширина паза Ьп в см;

число пазов Z;

средний диаметр обмотки D0 = л — hz в см;

диаметр бандажной проволоки de в мм;

материал бандажной проволоки — сталь немагнитная ГОСТ 9124—59 с Одоп = 50-^-65 кГ/мм2;

число секций уравнителя Zcy;

вес секции уравнителя Gcy в кг.

Напряжение от действия центробежной силы бандажа сг0 = 0,22 • 10" 5 D 2 ^ ^ ^ (279) кГ/мм2.

Площадь меди в пазу (280) FM = qHun см2.

Вес меди, приходящийся на 1 см паза, GM = FM- 8, 9 - Ю - 6 кг. (281) Вес изоляции, приходящийся на 1 см паза, FJ • 2,5 • Ю - 6 кг. (282) Gu = [bn (К - hK) Вес передней лобовой части обмотки с учетом веса уравнителей (283) Оп = G, + Gyp = (GM + Gu) LnZ + GcyZcu кг.

Тангенциальное усилие в сечении бандажа от действия центробеж ной силы Т1 = 0,089GnD0 (284) кГ.

Vioooy Расчетное число витков (285) w x = 1,273— ^ do (Рооп — а о) Площадь сечения бандажа nd26wx с (286) Si8 = мм2.

Напряжение в бандаже Т (287) ог = —-—h а0 кГ/мм2.

S\b Относительное удлинение бандажа по диаметру Э я е=-|-. (288) Абсолютное удлинение бандажа по диаметру Э я Л = еО я см. (289) Вес задней лобовой части обозначим G3, а тангенциальное усилие в сечении бандажа от действия центробежной силы Т2. Расчетное число витков w2 определяют по тем же формулам, что и для передней лобовой части.

Обычно число витков w\ и w 2 по конструктивным соображениям принимают большим, чем расчетное.

При расчете необходимо также проверить -прочность головок секций обмотки при действии на них центробежных сил. Напряжения в них определяют по формуле [25] а=0,15(О -А )-- ( (290) ^ Х КГ/СМ2, я h \1ООО у где а 1,2,...6— напряжения в 1, 2,..., k-ы слое проводников;

Л,2,..k — расстояния от середины сечения проводников 1, 2,..., k-vo слоя до кромки бандажа;

h — высота проводника.

Для упрощения сопоставления величин напряжений в головках сек ций двигателей различных конструкций определяют среднюю арифмети ческую величину напряжения в головке 2, 3,.. k Оср.пр — • ~ k Данные по расчетным напряжениям в якорных бандажах и голов ках секций о б м о т о к двигателей приведены в табл. 14.

Расчет стеклобандажей. Стеклобандажная лента отличается специ фическими свойствами, малым модулем упругости Е по сравнению со сталью при относительно высоком пределе прочности ов• Поэтому допу стимые напряжения на разрыв в бандаже выбирают не из условий проч ности, а из условий обеспечения минимальной упругой деформации бан дажа, не превышающей допустимой величины для стальных бандажей, при испытании двигателя на разгонную скорость.

На основании опыта эксплуатации проволочных бандажей можно сделать вывод, что их надежная работа гарантируется при относитель ных удлинениях еСр, приведенных в табл. 15.

Таблица НБ-413 НБ-414А НБ-414Б НБ-406Б НБ-412К Передняя лобо Передняя лобо Передняя лобо Передняя лобо Передняя лобо Задняя лобо Задняя лобо Задняя лобо Задняя лобо Задняя лобо Параметры вая часть вая часть вая часть вая часть вая часть вая часть вая часть вая часть вая часть вая часть Число витков 72 100 72 80 124 Напряжение в бандаже в кГ/см2 64,3 50,2 61,1 45,8 62,5 57,7 66,3 55,3 42,4 59, Напряжение в бандаже с учетом веса уравнителей в кГ/мм2 64,1 — 49, 65,4 — 71, 74,8 — — — Абсолютное удлинение бан дажа по диаметру я в мм 2,3 1,6 2 1. 2,1 1,6 2,6 2 1,6 1, Средние значения напряже ний в головках катушек 435 якорей в кГ/см2 34,05 121,5 —.... — Таблица Двигатели Параметры НБ-413 НБ-414А НБ-406Б НБ-412К Передняя лобовая часть:

Максимальное напряжение в кГ/см2..

3, Относительное удлинение гср • Ю3... 3,05 3, 3, Задняя лобовая часть:

4580 Максимальное напряжение в кГ/см2..

2, 2,18 2, Относительное удлинение еср • Ю3... 2, П о данным испытаний м о д у л ь у п р у г о с т и с т е к л о б а н д а ж а Е = = (0,35 0,7) • 106 кГ/см2, а д л я стали Е = 2,1 • 106 кГ/см2. П р е д п о л а г а я, что в пределах упругих д е ф о р м а ц и й материал с т е к л о б а н д а ж а подчи няется закону Гука, д о п у с к а е м ы е напряжения на р а з р ы в д л я него опре д е л я ю т по ф о р м у л е = **n • Ест = 3,0. 1 0 " 3 (0,35 • 10 6 -f-0,7. 10 б ) = 1050 + - 2 1 0 0 кГ/см*.

Wdon При расчете с т е к л о б а н д а ж е й п о л ь з у ю т с я теми ж е и с х о д н ы м и д а н ными и методикой, как и при расчете с т а л ь н ы х б а н д а ж е й. Ч и с л о витков с т е к л о б а н д а ж а, например для передней л о б о в о й части о б м о т к и, = — • Gdon^6l где Se\ — сечение с т е к л о б а н д а ж н о й ленты в см2.

Д л я б а н д а ж е й п р и м е н я ю т с п е ц и а л ь н у ю ленту из ориентированных непрерывных стеклонитей.

Так как удельный в е с с т е к л о б а н д а ж а невелик (1,5 г/см3), н а п р я ж е нием о т действия ц е н т р о б е ж н о й силы б а н д а ж а м о ж н о пренебречь. Д а н ным методом м о ж н о р а с с ч и т ы в а т ь число витков б а н д а ж а как д л я л о б о вых частей, так и для п а з о в о й части я к о р я.

Пересчет стальных бандажей на стеклобандажи. При пересчете ис ходят из равенства относительных линейных удлинений стальных е и стеклянных е' бандажей и предположения, что материал стеклянного бандажа в пределах упругих деформаций подчиняется закону Гука, т. е.

о = г-Е. С другой стороны, Т о Sw где 5 — сечение проволоки;

w — число витков.

Из первого условия следует, что Т 8= 8 = Sw^j S'w'E' где wi и w' — число витков стального и стеклянного бандажа;

S и Sf — сечение бандажной проволоки и h ь, — стеклобандажной ленты в см2;

Е и Ef — модули упругости для стальной бан дажной проволоки и для стеклобан дажа в кГ/см2.

Тогда (292) w2 = • Е' S Экспериментально определенный предел проч ности материала стеклобандажа при 20° С равен 10 200—12 200 а при 100° С 9100— кГ/см2, 11 700 кГ/см2, модуль упругости соответственно 0,55-10 6 — 0,63-10 6 и 0,59—0,7 кГ/см2, а относитель ное удлинение 0,0157—0,0225 и 0,0135—0,0157. В ра бочих условиях с течением времени механические свойства стеклобандажной ленты снижаются, поэто Рис. 83. К расчету пазового клина му расчетное допустимое напряжение рекомендует якоря ся снизить на 10—12%.

Расчет напряжения в пазовом клине (рис. 83).

Исходные данные для расчета т а з о в о г о клина те же, что и для расчета бандажей. При расчете используют уравнения (280) — (282) и опреде ляют следующие величины.

Центробежная сила, действующая на 1 см паза, заполненного об моткой:

(293) кГ I см.

Ск = 5,6D 0 (GM + Gw + G ) Величины GM и Gu определяют по уравнениям (281) и (282). П о добным же образом определяют вес меди и изоляции уравнителей Gyp.

Максимальное напряжение изгиба (294) а= кГ!см\ Максимальное напряжение среза т = 0,75 (295) кГ/см2.

hcp Максимальное эквивалентное напряжение по опорной поверхности клина Оже = 1,56 кГ/см2. (296) Кр ГОСТ 2910—67 определяет предел прочности при статическом из гибе 'перпендикулярно к слоям текстолита, применяемого для клиньев марки Б, не менее 1200 кГ/см2, а допустимые напряжения изгиба 250—300 кг/см2.

§ 31. РАСЧЕТ ПОДШИПНИКОВЫХ УЗЛОВ И ЭЛЕМЕНТОВ ПОДВЕШИВАНИЯ ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ Выбор опорных подшипников. В тяговых двигателях с двухсторон ней зубчатой передачей с косыми зубьями применяют якорные подшип ники без упорных буртов на одном из колец. Такие подшипники не вос принимают осевых усилий. При односторонней или двухсторонней пере даче с прямыми зубьями один из подшипников должен быть радиально упорным.

При выборе размеров подшипников средней или тяжелой серии про веряют их долговечность по коэффициентам работоспособности С. Для упорных подшипников необходимо проверять также допустимость осе вых нагрузок, которые для предварительных расчетов принимают рав ными (1 ч - 1,5) (7Л.

Для упорных подшипников долговечность определяют по коэффи циенту работоспособности, выраженному (297) C = (R + mA)K6KK(«.W\ где т — коэффициент приведения осевой нагрузки к условной ради альной;

А — осевая нагрузка;

Кб — динамический коэффициент;

КК — кинематический коэффициент;

h — долговечность подшипника в часах.

Реакции в подшипниках определяют для условий часового режима так же, как находят реакции при расчете вала с учетом силы магнит ного притяжения Рм, наибольшего усилия на зуб шестерни Р3, веса яко ря G A, включая и вес шестерни.

Реакция в подшипнике А - у - кГ. (298) (Рм RA = Р3-\- GH) Реакция в подшипнике В (299) Яв=Р3 + {Рм + 0я)^-кГ.

Кроме того, учитывают динамический коэффициент ke = 1, 3 и кине матический коэффициент Кк = 1,0 для двухсторонней передачи с косо зубыми шестернями и /Ск « 1, 5 для односторонней или двухсторонней передачи с прямозубыми шестернями. По коэффициенту р а б о т о с п о с о б ности определяют долговечность h подшипников из формулы (300) С = R{nHhy46kKJ где R = RA или RB в зависимости от расположения подшипника.

Величина h д о л ж н а б ы т ь равна не менее 10 000 ч. Условия ч а с о вого р е ж и м а я в л я ю т с я б о л е е т я ж е л ы м и, чем д л и т е л ь н о г о р е ж и м а, п о э т о му при р а с ч е т е по ч а с о в о м у р е ж и м у о б е с п е ч и в а е т с я дополнительный з а п а с р а б о т о с п о с о б н о с т и подшипников.

Р а с ч е т п о д в е ш и в а н и я. Т я г о в ы е двигатели новых т и п о в п о д в е ш и в а ю т на раме тележки с п о м о щ ь ю кронштейна с резиновыми ш а й б а м и (рис.84).

+ Рис. 84. Схема расчета подвески тя- Рис. 85. Схема расчета гового двигателя напряжений в предохра нительном кронштейне Основные размеры подвески устанавливают по конструктивным соображениям.

Сила D П№б (301) Ри = — C O S ф.

At У Максимальная нагрузка на предохранительный кронштейн дви гателя.

G^h +p + PJ = (302) кГ L+ h+ F Болты крепления лапы р а с с ч и т ы в а ю т на н а п р я ж е н и е от силы Рбл, вызываемой изгибающим моментом М= RcK считая Rc « Rа:

RAk (303) Рбл = С ч и т а ю т, что сила Рбл в о с п р и н и м а е т с я т о л ь к о т нижними б о л т а м и, тогда 4р (304) а= кГ/см2, бл nmd\ где d\ — внутренний д и а м е т р р е з ь б ы б о л т а в см.

Р а с ч е т напряжений в п р е д о х р а н и т е л ь н о м кронштейне. П р и р а с ч е т е о п р е д е л я ю т р а с с т о я н и е центра т я ж е с т и сечения о т его нижней грани в см и момент сопротивления сечения относительно оси X — X в см (рис. 8 5 ).

М а к с и м а л ь н ы й и з г и б а ю щ и й м о м е н т в о п а с н о м сечении Миэг RAIh, = где / м — длина кронштейна о т места заделки до линии приложения силы Ra Н а п р я ж е н и е изгиба М (305) W кГ/см\ Допустимую величи ну Gdon п р и н и м а ю т с к о э ф ф и ц и е н т о м з а п а с а k3 ^ 5.

Расчет болтов мотор но-осевых подшипников.

М а к с и м а л ь н о е у с и л и е на з у б шестерни (рис. 86) = кЛ (306) Рис. 86. Схема расчета болтов моторно-осевых РШ d9 подшипников тягового двигателя Реакции в м о т о р н о - о с е в ы х подшипниках:

(307) Рх = Рш sin а кГ, (308) А+В+L v С и л а, с т р е м я щ а я с я раздвинуть шестерни з у б ч а т о й передачи, (309) P.-IZ&LkT, COS fi где а — у г о л зацепления;

а = 20°;

р — угол наклона з у б ь е в ;

у отечественных электровозов обычно (3 = 24° 30'.

Д и н а м и ч е с к а я горизонтальная сила (310) рд = кдадвкг, где kd — к о э ф ф и ц и е н т динамики;

о б ы ч н о kd ~ 1,84.

Н а г р у з к а на м о т о р н о - о с е в ы е болты от динамической силы С О Б ф кГ. (311) Рд = Рд Н а г р у з к а на м о т о р н о - о с е в ы е болты от силы Rx и Rv Р ' = ^ c o s c p — /^sincp к Л (312) С у м м а р н а я нагрузка на один б о л т (313) F= Р' кГ, +Рр +Рд где п — число б о л т о в.

Напряжение в болтах f (314) о= кГ/см2, S где S — с у м м а п л о щ а д е й поперечных сечений б о л т о в по внутреннему д и а м е т р у р е з ь б ы в см2.

Д л я стали 45, из к о т о р о й обычно изготовляют б о л т ы, вт = = 3200 кГ/см2.

Расчет м о т о р н о - о с е в ы х п о д ш и п н и к о в. О б ы ч н о р а з м е р ы вкладышей предварительно в ы б и р а ю т по к о н с т р у к т и в н ы м с о о б р а ж е н и я м, а затем п р о в е р я ю т на давление и р а б о т у трения. Н а г р у з к а на м о т о р н о - о с ё в ы е подшипники RK слагается из статической нагрузки GK и с о с т а в л я ю щ е й от в р а щ а ю щ е г о момента двигателя Рв (рис.87):

RK-GK + Рв.

И з геометрических с о о т н о ш е н и й GK = G -^L. (315) dt Соответственно = (316) Рис. 87. К расчету вкладышей мо торно-осевых подшипников тяго Так как в о с е в о м направлении вого двигателя центр т я ж е с т и двигателя р а с п о л о ж е н примерно на середине его длины, т а нагрузка на к а ж д ы й в к л а д ы ш равна — RK. Д а в л е н и е на п л о щ а д ь акси* ального сечения оси под в к л а д ы ш е м = кд кГ/см\ (317) «о где d0 — д и а м е т р оси п о д в к л а д ы ш е м в см\ I — длина в к л а д ы ш а в см;

kQ = 1, 8 - f - 3, 0.

О б ы ч н о ARK п р и н и м а ю т не б о л е е 1 0 — И кГ/см2.

У д е л ь н у ю р а б о т у трения А т р у к о т о р а я д о л ж н а быть не выше 2 3 — 2 5 кГ -м/см2сек, о п р е д е л я ю т п о ф о р м у л е Атр = где v0 — о к р у ж н а я с к о р о с т ь оси при ч а с о в о м р е ж и м е в м/сек.

Таблица Двигатели Параметры G B - 3 17/23а НБ-4 1 2М НБ-414Б 4000 5000 Вес двигателя в кг 52,5 46,4 48, Номинальная скорость электровоза в км/ч 5500 5310 Сила тяги в номинальном режиме в кГ...

Коэффициент динамических сил, действующих 2,9 2,66 2, в вертикальном направлении 5550 Радиальное усилие на подшипник в кГ...

9,5 8, 10, Давление на подшипник &RK в кГ /см2...

Скорость по окружности шейки v0 оси колес 2, 2,4 2, ной пары в м/сек 23 22,3 Удельная работа трения Атр в кГ • м/(см2-сек) В табл. 16 приведены сравнительные данные м о т о р н о - о с е в ы х под шипников н е к о т о р ы х т я г о в ы х двигателей.

§ 32. РАСЧЕТ КРЕПЛЕНИЯ ПОЛЮСОВ СТАТОРА И ПРУЖИН ЩЕТКОДЕРЖАТЕЛЕЙ Р а с ч е т крепления главных п о л ю с о в. Н и ж е приведена м е т о д и к а р а с чета крепления п о л ю с о в т я г о в о г о д в и г а т е л я Н Б - 4 1 4 Б, т а к как его кон струкция отличается о т конструкции т я г о в ы х двигателей с литыми о с т о вами, для к о т о р ы х расчет крепления п о л ю с о в р а с с м о т р е н в д р у г и х р а б о тах [1, 25].

При о п о р н о - о с е в о м подвешивании двигателей п р о в е р к у прочности крепления п о л ю с о в п р о в о д я т для р е ж и м а м а к с и м а л ь н о г о момента д в и гателя, р а в н о г о Мтах - 2,2МЧ.

Сила, д е й с т в у ю щ а я на прива лочной поверхности по д и а м е т ру D p главных п о л ю с о в и о б у с л о в ленная м о м е н т о м М т а х, 2 М„ р = (318) max 2pDp Сила з а т я ж к и б о л т о в п о л ю с а 2 Рг г (319) кГ, f тр Рис. 88. Схема для определения сил, где f T p — коэффициент трения действующих на пружинную рамку между т о л ю с о м и ста ниной;

fTp ~ 0,19.

К о э ф ф и ц и е н т 2 в в о д и т с я в в ы р а ж е н и е (319) для обеспечения з а паса прочности. П о силе з а т я ж к и Рбл о п р е д е л я ю т н е о б х о д и м ы й д и а м е т р б о л т о в и их число.

Напряжение в болтах главного полюса А?бл бл а- (320) кГ/см2, nd2m где d и m — д и а м е т р и количество п о л ю с н ы х б о л т о в.

Д о п у с т и м о е напряжение на р а с т я ж е н и е для б о л т о в из стали 45 рав но 1300 кГ/см2, Р а с ч е т на п р о ч н о с т ь пружинной рамки, крепящей к а т у ш к у д о п о л нительного п о л ю с а, н е о б х о д и м о п р о в о д и т ь по м а к с и м а л ь н ы м н а п р я ж е ниям, в о з н и к а ю щ и м в о п а с н ы х сечениях I—I и II—II (рис. 8 8 ).

П р е д п о л а г а ю т, что о п а с н о е н а п р я ж е н и е в сечении I — I возникает пос ле приведения пружинной рамки в р а б о ч е е п о л о ж е н и е, а в сечении II—II — от д о п о л н и т е л ь н о г о действия веса катушки с учетом ее у с к о рений.

Напряжение изгиба в сечении I — I о п р е д е л я ю т по величине п р о г и ба f, который для двигателя Н Б - 4 1 4 Б равен 3 мм. В ы р а ж е н и е для опре деления изгиба в сечении I — I н а х о д я т, п о л ь з у я с ь ф о р м у л а м и для расче та р е с с о р :

mbh2 Embh на где 1,5 — коэффициент, учитывающий влияние трения между пла стинами рамки;

Р — сила нажатия рамки;

b — рабочая длина рамки;

т — число пластин рамки.

Отсюда напряжение в сечении / — / ог-г-Ш-. (322) 2kl Для рамки, изготовленной из стали 60С 2, предел пропорционально сти ор = 95 кГ/мм2.

Д о п у с т и м о е напряжение для нагрузки III рода определяют по пределу пропорциональности с учетом коэффициента запаса прочно сти km:

rr ЯЪ = -12- = = 70,4 кГ/мм*.

од п km 1, Напряжение изгиба в опасном сечении / — I д о л ж н о быть меньше допустимого.

Полное напряжение изгиба в сечении II—II складывается из напря жения изгиба после приведения рамки в рабочее положение и напряже ния, возникающего при действии силы тяжести катушки с учетом вос принимаемых ею ускорений.

Сила Р может быть определена из уравнения (321), а сила воздей ствия катушки — по формуле — — — кГ. (323) RA = cos а Напряжение изгиба в сечении II — II рамки после приведения ее в рабочее положение 324 ) = кГ/см2 mbh?

Ускорение м о ж е т быть определено из выражения U где 1 5 g — ускорение, действующее по оси моторно-осевого подвеши вания;

В — расстояние между осями моторно-осевых подшипников и пружиной подвешивания;

В\ — расстояние от оси моторно-осевых подшипников д о точки приложения силы тяжести катушки, действующей на рамку.

Соответственно сила, действующая на пружину (рис. 8 9 ), = -у- (1 + аг) cos 35° кГ. (326) GA GX В выражении (326) cos 35° учитывается наклон оси катушки допол нительного полюса относительно оси главного полюса.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |   ...   | 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.