проектирование электромеханических преобразователей

Рассчитывается зависимость ЭДС обмотки якоря от МДС возбуждения Е = f(AWв) для произвольных значений ЭДС якорной обмотки
(табл.1).
Величина ЭДС якоря 0,5 Е
115 В 0,8 Е
184 В 1,0 Е
230 В 1,1 Е
253 В 1,2 Е
276 В 1,3 Е
299 В Магнитный поток Фо Вб 10^(-3) 1,276 2,042 2,552 2,807 3,062 3,318 Магнитная индукция в воздушном зазоре Вδ Тл 0,28 0,44 0,55 0,55 0,66 0,72 Магнитная индукция в зубцах якоря Вz Тл 9,24 14,78 18,48 20,33 22.18 24,03 Магнитная индукция в спинке якоря Ba Тл 0,75 1,198 1,498 1,65 1,798 1,95 Магнитная индукция в сердечнике полюса Bпл Тл 0,699 1,118 1,397 1,54 1,68 1,82 Магнитная индукция в станине Вст Тл 0,56 0,89 1,12 1,23 1,34 1,46 МДС воздушного зазора AW А 55,10 88,152 110,19 121,21 132,23 143,25 МДС зубцовой зоны AWz А 9,23 14,78 18,48 20,33 24,40 24,02 МДС спинки якоря AWa А 12,63 20,21 25,26 27,79 33,35 32,84 МДС сердечника полюса AWпл А 6,22 9,95 12,44 13,68 14,93 16,17 МДС станины AWст А 82,49 131,98 164,98 181,48 197,98 214,47 Суммарная МДС на пару полюсов: AWв =  AW А 165,68 265,08 331,35 364,49 397,62 430.76

Рис.1

МДС реакции якоря для генератора:
AWR = AWаq + AWad +АWк
= 26,284 А
где AWаq  МДС поперечной реакции якоря;
AWad  МДС продольной реакции якоря;
АWк  коммутационная МДС.
Для определения поперечной реакции якоря используется переходная кривая намагничивания:
В = f (AW + AWz )/2, которая строится по данным таблицы 1:

МДС поперечной реакции якоря:
А,
МДС продольной реакции якоря:
AWаd = 2 bAS = 3,013 А,
где b=0,2 мм - сдвиг щёток с линии геометрической нейтрали вследствие неточности изготовления машины.
Коммутационная МДС:
А,
где:
bк  ширина коллекторной пластины;
ASн  линейная токовая нагрузка при номинальном токе якоря;
Кк  коэффициент, учитывающий падение напряжения в щётках

Полная МДС возбуждения МПТ при нагрузке
AWНАГР = AW + AWz + AWa + AWпл + AWст + AWR = 862,628 А

ЭДС якоря для генератора параллельного возбуждения:
Е = U +Ua + Uщ = 263,734 В.

6. РАСЧЁТ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
Задаемся предварительным значением величины тока возбуждения: в = 0,0783 А
Исходя из режима работы МПТ и ее исполнения, выбираем величину плотности тока:
jв = .
Сечение провода обмотки возбуждения:
Sв = в / jв = ,
По ГОСТу 7262-78 выбираем провод марки ПЭВ-2 со следующими параметрами:
dв.неиз = 0,15 мм – диаметр неизолированного провода,
dв.из = 0,188 мм – диаметр изолированного провода,
Sв.неиз = - площадь сечения неизолированного провода,
Sв.из = - площадь сечения изолированного провода.
Число витков обмотки возбуждения на один полюс:

34. Сопротивление обмотки возбуждения:
Ом,

где:
lср = 2(lср + bв + 2bк.в) = 0,264 м
 средняя длина витка обмотки возбуждения
мм,
 ширина катушки возбуждения,
мм,
 ширина стороны катушки возбуждения,
 hв = 20 мм – высота катушки возбуждения,
35. Реальная величина тока возбуждения:
А, близка к раннее принятому значению.
36. Реальная величина плотности тока возбуждения:
, не превышает допустимого значения.

7. ПОТЕРИ И КПД МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА
36.Потери в обмотках якоря и возбуждения:
Рма =а2Ra= 15,136 Вт;
Рмв = UHв= 14,515 Вт.
37. Потери в щётках:
Рщ =Uща = 0,704 Вт.
Потери в стали якоря включают в себя потери в сердечнике якоря и потери в зубцах якоря.
Масса стали якоря
Gс.а = 7800[π(Dа-2 hп)2lо]4 = 0,1643 кг.
Масса зубцов якоря
Gс.z = 7800 Z bZ.CP hП lo = 0,2653 кг.
Потери в стали сердечника якоря
Pс.a = 2.3pуд Bа2 (f/50)1,3 Gс.а = 1,014 Вт.
Потери в зубцах якоря
Pс.z = 2.3pуд Bz2 (f/50)1,3 G с.z = 1,409 Вт.
Потери в стали статора
Pс = Pс.a + Pс.z = 2,423 Вт.
38. Полные механические потери включают в себя потери на трение щеток о коллектор, потери на трение в шарикоподшипниках и потери на трение о воздух.
Потери на трение щёток о коллектор:
Pтр.щ = 9,81 Ктр Рщ Sщ Vк = Вт,
где:
Ктр = 0,22  коэффициент трения щёток о коллектор;
Рщ = 3  удельное нажатие щёток.
Потери на трение в шарикоподшипниках:
Pтр.под = Кш Gа n х 10-3 = 5,083 Вт,
где масса якоря:
Gа = 1000π(Da2loa + Dк2 lк к)/4 = 0,8472 кг,
В этом выражении средняя объёмная масса якоря a = 7800 кг/м3  объемная масса коллектора K = 8900 кг/м3.
Потери на трение о воздух:
Pтр.в = 2 Da3 n3 lо 10-6 = 0,2765 Вт,
39. Полные потери в машине:
P = o(Pма + Pмв + Pщ + Pс + Pмех) = 41,952 Вт,
где коэффициент  o = 1,1 учитывает добавочные потери.
40. При номинальной нагрузке КПД генератора:

где Н = а -В = 0,4065 А  для генераторов параллельного возбуждения.
41. Для генератора постоянного тока параллельного возбуждения строится внешняя характеристика  зависимость напряжения от тока нагрузки U = f () при RB = const.

8. УПРОЩЕННЫЙ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЁТ МАШИНЫ
ПОСТОЯННОГО ТОКА МАЛОЙ МОЩНОСТИ
42. Среднее превышение температуры якоря:
ºС
где:
a- результирующий коэффициент теплоотдачи наружной поверхности якоря Вт/(м2 К)
a =  (1 + 01 Va) = 26,053
' - коэффициент теплоотдачи наружной поверхности неподвижного якоря для машин закрытого исполнения = 16 Вт/(м2 К);
м, ширина вершины зубца якоря;
 - общая толщина изоляции от меди до стенки паза
  = 1 + 2 = м
где:
1 = м  толщина пазовой изоляции плюс односторонняя толщина изоляции проводника;
2  эквивалентная межвитковая изоляция проводников в пазу

здесь
ma = 5 - число проводников в ряду по средней ширине паза;
da.из - диаметр изолированного проводника;
Kс - коэффициент определяемый выражением
Kс = 1 + 4 (da/da.из – 0,4) = 2,872;
= 0,125 Вт/(м К) - коэффициент теплопроводности междувитковой и пазовой изоляции
П = 0,0283 м  периметр паза;
wм.a - удельные потери в меди обмотки якоря на единицу длины

wс.a - удельные потери в стали якоря на единицу его длины

wТР.В- удельные потери трения якоря о воздух на единицу длины якоря


43. Превышение температуры коллектора. Полные потери в коллекторе:
РК = РЩ +РТР.Щ = 0,705 Вт,
Поверхность охлаждения коллектора
SК.ОХ = DК lК = м2
Среднее превышение температуры коллектора над температурой окружающей среды

где к = 55 Вт/(м2 К)  коэффициент теплоотдачи коллектора.
44. Превышение температуры обмотки возбуждения. Потери в одной катушке обмотки возбуждения:
wM.B = PM.B / 2p = 7,258 Вт.
Поверхность охлаждения одной катушки обмотки возбуждения для машины с шихтованной станиной
SВ.ОХ = (b0 + bПЛ + 2lПЛ + 8 К) hК + (b0 + bПЛ + 4 К) К = м2
В этих выражениях: bПЛ и lПЛ  ширина и длина сердечника полюса;
К и hК  ширина и высота катушки обмотки возбуждения.
Среднее превышение температуры обмотки над температурой окружающей среды



где
0 = 28 Вт/(м2 К)  коэффициент теплоотдачи катушек обмотки возбуждения, для машин закрытого исполнения.

Вывод Расчет генератора постоянного тока соответствует техническому заданию и всем требованиям ГОСТа.




БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Eрмолин Н.П. Электрические машины малой мощности. М.: Высшая школа,1967.
2.Сергеев П.С., Виноградов Н.В., Горяинов Ф.А. Проектирование электрических машин М.: Энергия, 1969.
3.Проектирование электрических машин / И.П. Копылов, Ф.А. Горяинов, Б.К.Клоков и др.; Под ред. И.П.Копылова. M.:Высшая школа, 1980.
4. Проектирование электрических машин / О.Д. Гольдберг, Я.С. Гурин, И.С. Свириденко; Под ред. О.Г. Гольдберга. М.: Высшая школа, 1984.
Никулин Н.В. Справочник по электротехническим материалам и изделиям. Свердловск: Средне-Уральское книжное издательство, 1979.
Мишин Д.Д. Магнитные материалы. М.: Высшая школа, 1991.
Кекало И.Б., Самарин Б.А. Физическое металловедение прецизионных сплавов. М.:Металлургия, 1989.
Справочник по электротехническим материалам. Т.3. Л.: Энергоатомиздат,1988.
Юферов Ф.М. Электрические машины автоматических устройств. M.: Высшая школа, 1988.
Бут Д.А. Бесконтактные электрические машины. М.: Высшая школа, 1985.



10