Реферат: Методическое руководство по расчету машины постоянного тока МПТ

--PAGE_BREAK--Таблица 1 Значения КПД машин постоянного тока, %


РН,Вт
Режим
РН,Вт
Режим
длительный

кратковременный

длительный

кратковременный

10

38

30

200

63

52

20

45

38

300

66

56

30

50

42

400

70

58

40

53

45

500

72

60

50

55

47

600

74

62

60

57

48

700

75

63

70

58

49

800

76

64

80

59

50

900

77

65

90

60

51

1000

78

66

100

60

51









Приведённые величины КПД являются ориентировочными и слабо влияют на габариты МПТ. Более точные значения КПД получаются после полного её расчёта.

2. Величина тока якоря рассчитывается по следующим выражениям:

а) для двигателя последовательного возбуждения

<img width=«69» height=«57» src=«ref-1_1899245027-239.coolpic» v:shapes="_x0000_i1031">;                                                   (1.7)

б) для двигателя параллельного возбуждения

<img width=«97» height=«57» src=«ref-1_1899245266-278.coolpic» v:shapes="_x0000_i1032">;                                               (1.8)

в) для генератора параллельного возбуждения

<img width=«87» height=«47» src=«ref-1_1899245544-236.coolpic» v:shapes="_x0000_i1033">.                                                (1.9)

Предварительное значение тока возбуждения может быть принято равным  10 -20%от величины полного тока,причём большее значение -для машин меньшей мощности.

ЭДС обмотки якоря рассчитывается через ранее найденную расчётную мощность:

<img width=«61» height=«48» src=«ref-1_1899245780-196.coolpic» v:shapes="_x0000_i1034">                                                 (1.10)

3. Машинную постоянную рассчитывают по уравнению

<img width=«97» height=«45» src=«ref-1_1899245976-294.coolpic» v:shapes="_x0000_i1035">                                               (1.11)

где a-коэффициент полюсной дуги,  a= 0,6 -,7;

     Вd-магнитная индукция в воздушном зазоре, Тл;

   AS -линейная нагрузка якоря, А/м.

Величины магнитной индукции и линейной нагрузки зависят от мощности и скорости вращения якоря машины. Ориентировочные значения этих величин представлены в табл. 2.

Магнитная индукция и линейная нагрузка определяют габариты машины: чем больше эти величины,тем меньше её размеры. Однако  при чрезмерных значениях  магнитной индукции происходит сильное насыщение  участков магнитопровода машины,возрастает МДС обмотки возбуждения и,следовательно,увеличиваются размеры машины. Кроме того,происходит интенсивный нагрев магнитопровода и снижение КПД машины.
    продолжение
--PAGE_BREAK--Таблица 2
Магнитная индукция и линейная нагрузка

для машин постоянного тока малой мощности



<img width=«25» height=«45» src=«ref-1_1899246270-145.coolpic» v:shapes="_x0000_i1036">,<img width=«59» height=«41» src=«ref-1_1899246415-227.coolpic» v:shapes="_x0000_i1037">

Магнитная индукция,Тл

Линейная нагрузка,А/м

Длительный режим

Кратковременный режим

Длительный режим

Кратковременный режим

1×10-3

,22

,245

40 -50

80

2×10-3

,26

,29

50 -60

100

3×10-3

,275

,33

60 -68

115

4×10-3

,30

,34

63 -73

122

5×10-3

,31

,35

68 -80

130

6×10-3

,32

,36

70 -82

139

7×10-3

,33

,37

71 -82

143

8×10-3

,335

,38

72 -82

148

9×10-3

,34

,39

85-88

152

1×10-2

,35

,41

90

155

2×10-2

,37

,44

110

162

4×10-2

,40

,47

115

175

6×10-2

,43

,49

118

183

8×10-2

,45

,51

120

195

10×10-2

,46

,53

121

202

12×10-2

,465

,54

123

207

14×10-2

,47

,55

125

212

16×10-2

,47

,55

125

219



При чрезмерных значениях линейной нагрузки увеличивается реактивная ЭДС коммутируемых секций,что вызывает ухудшение коммутации МПТ. Помимо этого значительно возрастает поток поперечной реакции якоря,вследствие чего может произойти перемагничивание полюса. Для исключения этого явления приходится увеличивать воздушный зазор  машины и габариты обмотки возбуждения. Для крупных МПТ значения магнитной индукции составляют 0,5-1,0 Тл,линейной нагрузки -до 10000 -60000 А/м.

Отношение длины якоря loк его диаметру Daизменяется в широком диапазоне:

<img width=«145» height=«28» src=«ref-1_1899246642-289.coolpic» v:shapes="_x0000_i1038">.

Если рассчитывается серия машин с одним и тем же диаметром,то величина этого отношения может достигать 2,0 -2,5. Чаще всего xпринимается равным 0,8 -1,2.

При выборе величины xнеобходимо учитывать,что в коротких машинах уменьшается величина реактивной ЭДС и,следовательно,улучшаются условия коммутации. Однако,исходя из экономических соображений,относительную длину якоря стремятся увеличить,так как стоимость коллектора и подшипников практически не зависит от длины машины,а минимум меди якорной обмотки достигается при приближении xк 1,5. Если же машина должна иметь пониженный момент инерции якоря,то относительную длину приходится принимать выше указанного значения.

Выбрав величину x,рассчитывают  диаметр якоря:

<img width=«91» height=«52» src=«ref-1_1899246931-325.coolpic» v:shapes="_x0000_i1039">                                                                     (1.12)

Тогда длина якоря

<img width=«68» height=«23» src=«ref-1_1899247256-170.coolpic» v:shapes="_x0000_i1040">                                                 (1.13)

Полученные значения округляют до ближайшего стандартного типоразмера (прилож., табл. 1).

4.  Окружная скорость вращения якоря

<img width=«119» height=«23» src=«ref-1_1899247426-256.coolpic» v:shapes="_x0000_i1041">                                           (1.14)

Окружная скорость якоря МПТ малой мощности может достигать 20 -25 м/с.

5.  Полюсное деление

<img width=«88» height=«23» src=«ref-1_1899247682-209.coolpic» v:shapes="_x0000_i1042">                                               (1.15)

В машинах малой мощности число полюсов принимается,как правило,равным двум. При мощностях Рн³200 Вт магнитную систему выгоднее выполнять четырёхполюсной. При этом уменьшается поток полюса,и,следовательно,сечение,и масса магнитопровода машины. Уменьшается также масса меди якоря из-за уменьшения длины лобовых частей якорной обмотки. В результате этого снижается расход активных материалов машины. Вместе с тем с увеличением числа полюсов возрастает трудоёмкость изготовления машины вследствие уменьшения размеров её деталей. Кроме того,увеличивается напряжение между коллекторными пластинами,что обусловливает необходимость увеличения числа коллекторных пластин и диаметра коллектора. Тем не менее,в настоящее время наметилась тенденция к выполнению четырёхполюсных машин даже при сравнительно малых мощностях.

Расчётная полюсная дуга

<img width=«57» height=«21» src=«ref-1_1899247891-149.coolpic» v:shapes="_x0000_i1043">                                                  (1.16)

Увеличение коэффициента расчётной полюсной дуги aприводит к уменьшению габаритов машины. При этом,однако,уменьшается межполюсное расстояние,что может привести к увеличению магнитного поля от главных полюсов  в зоне коммутации и ухудшению процесса коммутации.

6.  Частота перемагничивания стали якоря

<img width=«65» height=«43» src=«ref-1_1899248040-217.coolpic» v:shapes="_x0000_i1044">                                                (1.17)

7. Воздушный зазор МПТ малой мощности выбирается минимально возможным. Однако для того чтобы магнитное поле не изменяло знака  на протяжении полюсной дуги,необходимо выполнение следующего условия:

<img width=«139» height=«24» src=«ref-1_1899248257-390.coolpic» v:shapes="_x0000_i1045">,                                       (1.18)

где Fdни Fzн-МДС воздушного зазора и зубцовой зоны МПТ при номинальном токе.

Принимая ориентировочно

<img width=«164» height=«24» src=«ref-1_1899248647-409.coolpic» v:shapes="_x0000_i1046">                                     (1.19)

и учитывая соотношения,связывающие  МДС и магнитную индукцию в воздушном зазоре,получим:
для электродвигателей с продолжительным режимом работы

<img width=«140» height=«45» src=«ref-1_1899249056-357.coolpic» v:shapes="_x0000_i1047">;                                         (1.20)

для электродвигателей с кратковременным режимом работы

<img width=«140» height=«45» src=«ref-1_1899249413-359.coolpic» v:shapes="_x0000_i1048">;                                        (1.21)

для генераторов

<img width=«131» height=«45» src=«ref-1_1899249772-336.coolpic» v:shapes="_x0000_i1049">.                                         (1.22)
2. ПАРАМЕТРЫ ОБМОТКИ ЯКОРЯ
В   МПТ  малой мощности применяются простые петлевые обмотки при 2р = 2 и простые волновые при 2р = 4. Кроме того,для машин малой мощности весьма перспективно применение постоянных магнитов,позволяющих уменьшить потребляемую из сети мощность за счёт отсутствия  тока возбуждения,повысить КПД,а в ряде случаев уменьшить габариты машины.

8.  Полезный поток одного полюса машины

<img width=«95» height=«23» src=«ref-1_1899250108-213.coolpic» v:shapes="_x0000_i1050">                                                (2.1)

9.  Число проводников обмотки якоря

<img width=«88» height=«45» src=«ref-1_1899250321-296.coolpic» v:shapes="_x0000_i1051">                                                   (2.2)

где а - число параллельных ветвей якорной обмотки машины (для машин малой мощности обычно, а = 1).

10. При выборе числа пазов необходимо руководствоваться следующим. Слишком малое число пазов приводит к значительным пульсациям ЭДС машины,а слишком большое число -к уменьшению ширины зубцов и их насыщению. Необходимо учитывать также,что увеличение числа зубцов приводит к нерациональному использованию площади паза,так как при уменьшении размеров пазов площадь,занимаемая изоляцией,остаётся прежней. Предпочтение отдаётся нечётному числу,в этом случае уменьшаются пульсации поля под полюсами,вызывающие появление переменной ЭДС,ухудшающей коммутацию. Однако при нечётном числе пазов становится затруднительной машинная намотка якоря. Для МПТ малой мощности число пазов якоря

Z= (3 ¸4) Da,                                                (2.3)

где диметр якоря измерен в сантиметрах.

11. Число коллекторных пластин выбирается равным числу элементарных пазов исходя из соотношения:

K= ZЭ= uПZ,                                                (2.4)

где uП -число элементарных пазов в реальном пазу, выбирается таким образом,чтобы среднее напряжение между коллекторными пластинами не превышало допустимого значения:

<img width=«180» height=«41» src=«ref-1_1899250617-401.coolpic» v:shapes="_x0000_i1052">

Обычно uП = 2 -3. В случае волновой обмотки при нечётном числе пазов якоря uП должно быть числом  нечётным,так как только при этом условии возможно выполнение симметричной обмотки с целым шагом.

12.  Число витков в секции обмотки якоря

<img width=«75» height=«41» src=«ref-1_1899251018-226.coolpic» v:shapes="_x0000_i1053">                                                  (2.5)

Число витков в секции должно быть целым. Поэтому рассчитанное по (2.5) значение округляется,а число проводников обмотки  якоря соответствующим образом корректируется. Окончательные значения uП  и Wспринимаются после проверки коммутации,т.к. величина реактивной ЭДС,определяющей характер процесса коммутации,пропорциональна числу Wс.

13.  Для простой петлевой обмотки шаги обмотки якоря

<img width=«280» height=«44» src=«ref-1_1899251244-495.coolpic» v:shapes="_x0000_i1054">;                   (2.6)

для простой волновой обмотки

<img width=«245» height=«44» src=«ref-1_1899251739-484.coolpic» v:shapes="_x0000_i1055"> если y -чётное число;

<img width=«160» height=«41» src=«ref-1_1899252223-338.coolpic» v:shapes="_x0000_i1056">   если y -нечётное число.

После определения параметров якорной обмотки составляется таблица обхода и вычерчивается её схема.

14. Линейная нагрузка якоря принимается с учётом скорректированного числа проводников обмотки якоря

<img width=«95» height=«47» src=«ref-1_1899252561-294.coolpic» v:shapes="_x0000_i1057">                                                                       (2.7)



Полученная величина линейной нагрузки не должна отличаться от ранее принятой более чем на 5%. В противном случае в качестве исходного значения AS принимается найденное по (2.7) и производится повторный расчёт.
3. 
РАЗМЕРЫ ЗУБЦОВ, ПАЗОВ И ПРОВОДНИКОВ

ОБМОТКИ ЯКОРЯ
В МПТ малой мощности часто используются пазы круглой,овальной  и трапецеидальной формы. Наиболее технологичны и просты в изготовлении пазы круглой формы. Поэтому,если площадь круглого паза соответствует расчёту,то при всех прочих равных условиях предпочтение отдаётся круглому пазу. Овальная и трапецеидальная формы паза увеличивают его площадь по сравнению с пазом круглой формы при том же диаметре якоря.

Площадь паза якоря зависит от количества и сечения проводников обмотки якоря. В свою очередь,сечение проводника определяется величиной тока якоря и его допустимой плотностью,которая зависит от режима работы машины,способа охлаждения,класса изоляции,коэффициента теплоотдачи.

15. Интенсивность нагрева МПТ определяется удельной тепловой нагрузкой (Вт/м2),которая для продолжительного режима записывается в виде

q= QMa(1 + 0,1 V),                                         (3.1)

где QM -предельно допустимое превышение температуры корпуса над температурой окружающей среды,определяемое классом изоляции. Температура окружающей среды принимается при расчётах равной 400С;

        a-коэффициент теплоотдачи поверхности якоря в неподвижной среде,составляющий в среднем 14 -18 Вт/(К м2) для машин закрытого исполнения без вентилятора и 36 -44 Вт/(К м2) для машин защищённого исполнения с встроенным вентилятором;

        V-окружная скорость якоря  в машинах без вентилятора, V = Va
.

Работа встроенного вентилятора приводит к увеличению потока охлаждающего воздуха и, следовательно, к увеличению скорости его движения V:

V= (Va2+ Vв2)1/2,                                              (3.2)

где Vв-окружная скорость лопаток вентилятора,

Vв= pDвnн/ 60;                                              (3.3)

      Dв-диаметр колеса центробежного вентилятора,

Dв= (1,25 ¸1,4) Da.
    продолжение
--PAGE_BREAK--Удельная тепловая нагрузка для кратковременного режима работы
<img width=«145» height=«52» src=«ref-1_1899252855-564.coolpic» v:shapes="_x0000_i1058">                                           (3.4)

здесь  tр-время работы двигателя,с;

          T
р-постоянная  времени нагрева вращающегося якоря, с ,

<img width=«145» height=«47» src=«ref-1_1899253419-526.coolpic» v:shapes="_x0000_i1059">.                                          (3.5)

<img width=«197» height=«27» src=«ref-1_1899253945-556.coolpic» v:shapes="_x0000_i1060">.                                     (3.6)

Для МПТ,работающих в повторно-кратковременном режиме,

<img width=«177» height=«49» src=«ref-1_1899254501-673.coolpic» v:shapes="_x0000_i1061">                                      (3.7)

где функция Y(tр
/Tр) определена зависимостью времени работы машины и паузы:

Y(tр
/Tр) = 1+ exp ( -а1tр/ Tр) + exp ( -2 а1tр/ Tр) +¼

+ ¼  exp[-(n -1) а1tр/ Tр],                               (3.8)

где        n -число циклов работы;

<img width=«121» height=«56» src=«ref-1_1899255174-405.coolpic» v:shapes="_x0000_i1062">                                             (3.9)

ТП-постоянная времени охлаждения неподвижного якоря, с;

 tП-время паузы, с.

16. Выражая потери в якорной цепи машины через линейную нагрузку и плотность тока в проводниках обмотки,можно получить выражение плотности тока при заданной линейной нагрузке и допустимом превышении температуры QM:

а) для МПТ при 2р = 2 и n <5000 об/мин

<img width=«100» height=«41» src=«ref-1_1899255579-288.coolpic» v:shapes="_x0000_i1063">                                          (3.10)

при  5000 £n £10000 об/мин

<img width=«101» height=«41» src=«ref-1_1899255867-287.coolpic» v:shapes="_x0000_i1064">                                          (3.11)

при  10000 £n £15000 об/мин

<img width=«101» height=«41» src=«ref-1_1899256154-286.coolpic» v:shapes="_x0000_i1065">                                             (3.12)

б) для МПТ при 2р = 4 и при n <5000 об/мин

<img width=«101» height=«41» src=«ref-1_1899256440-290.coolpic» v:shapes="_x0000_i1066">                                             (3.13)

при  5000 £n £10000 об/мин

<img width=«99» height=«41» src=«ref-1_1899256730-284.coolpic» v:shapes="_x0000_i1067">                                             (3.14)

при  10000 £n £15000 об/мин

<img width=«100» height=«41» src=«ref-1_1899257014-286.coolpic» v:shapes="_x0000_i1068">.                                             (3.15)

17. Предварительное сечение проводников обмотки якоря

<img width=«77» height=«48» src=«ref-1_1899257300-227.coolpic» v:shapes="_x0000_i1069">                                               (3.16)

По полученному сечению рассчитывается диаметр провода (выбирается ближайшее  его значение),марка и необходимый класс изоляции (прилож., табл. 2).Для выбранного провода определяется сечение и реальная плотность тока в якорной обмотке.

18. Предварительная величина площади паза якоря

<img width=«107» height=«47» src=«ref-1_1899257527-310.coolpic» v:shapes="_x0000_i1070">                                              (3.17)

гдеNп-число проводников в пазу якоря,

Nп= N / Z;                                                 (3.18)

      
S
a.из-сечение изолированного проводника якорной обмотки,

S
a.из= pdиз2/ 4,                                            (3.19)

       dиз-диаметр изолированного проводника обмотки якоря;

       Кз.п-коэффициент   заполнения  паза,предварительное значение которого

принимается равным 0,30 -,46.При меньших значениях Кз.пзаполнение паза будет ²рыхлым²,т.е. проводники обмотки будут подвижными. При больших значениях Кз.п выполнение обмотки становится невозможным,т.е. в пазу не удаётся разместить необходимое число проводников.

19. Размеры паза и зубцов. Рассчитав площадь паза,необходимо определить его размеры. Поскольку наиболее технологичным является круглый паз, проверяется возможность его реализации. Диаметр круглого паза

dп= (4 Sп/ p)0,5.                                        (3.20)

Кроме того,необходимо учесть наличие щели паза,через которую производится   укладка   проводников   обмотки.   Высота щели hщобычно не превышает 1,0 -1,5 мм,а её ширина bщ= (2 -8)dиз,причём больший размер  для более тонких проводов. Приняв указанные размеры и определив число пазов и их диаметр,рисуют  в масштабе эскиз листа якоря (рис.1).

Если необходимое число пазов удаётся разместить на листе якоря,то определяют размеры зубцов для трёх сечений. 

Зубцовое деление якоря

tZ= pDa/ Z.                                               (3.21)

Максимальная ширина зубца

bZ1= tZ-bщ.                                               (3.22)

Ширина зубца в основании паза

<img width=«200» height=«43» src=«ref-1_1899257837-579.coolpic» v:shapes="_x0000_i1071">                                  (3.23)

Рис.1.  Пазы якоря круглой формы
Ширина паза в среднем сечении

<img width=«277» height=«48» src=«ref-1_1899269074-725.coolpic» v:shapes="_x0000_i1073">                          (3.24)

Минимальную ширину зубца желательно проверить по величине магнитной индукции в этом сечении,исходя из того,что весь поток зубцового деления проходит через зубец:

<img width=«124» height=«53» src=«ref-1_1899269799-361.coolpic» v:shapes="_x0000_i1074">                                                             (3.25)

где Kз.с-коэффициент заполнения стали. Его величина зависит от толщины листа и вида изоляции. Для современных сталей величина Kз.с=0,95--,97 (прилож., табл. 4).

Максимальная величина магнитной индукции в зубцах МПТ малой мощности не превышает 1,8 Тл,а ширина зубцов якоря по технологическим условиям штамповки должна быть не менее 1,5 мм.

На практике чаще всего реализовать круглый паз  необходимой площади не удаётся. Поэтому наиболее распространены пазы якоря овальной или трапецеидальной формы (рис.2),позволяющие получать значительные площади паза при небольшой его ширине. Важным достоинством пазов указанной формы является постоянная ширина зубцов якоря,которая,как и в предыдущем случае, должна быть не менее 1,5 мм.

Рис.2.  Пазы якоря  трапецеидальной формы
Ширина зубца может быть рассчитана исходя из допустимых значений магнитной индукции Bzпо выражению (3.25).

Для определения размеров паза в крупном масштабе изображается лист якоря. При известном числе пазов окружность якоря разбивается на соответствующее число секторов,по осям которых в том же масштабе изображаются зубцы якоря необходимой ширины.

Ориентировочная высота паза  рассчитывается по выражению

hп= (Dа  -dв-2 ha),                                         (3.26)

hп= (0,22 ¸,3) Dа.

Диаметр вала МПТ

dв= (0,18 ¸,24) Dа.

Высота спинки якоря выбирается из допустимых значений магнитной индукции на этом участке:

<img width=«111» height=«47» src=«ref-1_1899285782-325.coolpic» v:shapes="_x0000_i1076">                                            (3.27)

где Ва-магнитная индукция в спинке якоря,максимальная величина которой не должна превышать 1,5 Тл.

Таким образом,задаваясь величинами диаметра вала,спинки якоря и зная диаметр якоря,можно уточнить высоту паза hП.

Максимальная и минимальная ширина овального паза может быть приближённо рассчитана по следующим выражениям:

<img width=«224» height=«47» src=«ref-1_1899286107-679.coolpic» v:shapes="_x0000_i1077">,                               (3.28)

<img width=«215» height=«44» src=«ref-1_1899286786-630.coolpic» v:shapes="_x0000_i1078">,                                 (3.29)

а высота средней части паза

h12= hп-hщ-<img width=«53» height=«28» src=«ref-1_1899287416-164.coolpic» v:shapes="_x0000_i1079">/2 -<img width=«47» height=«28» src=«ref-1_1899287580-156.coolpic» v:shapes="_x0000_i1080">/2.                          (3.30)

По рисунку паза рассчитывается его площадь,которая корректируется исходя из условия размещения проводников  в пазу.Так для трапецеидального паза

<img width=«357» height=«59» src=«ref-1_1899287736-917.coolpic» v:shapes="_x0000_i1081">.             (3.31)

После этого можно уточнить размеры зубца якоря,в частности его ширину. Увеличение ширины зубца приводит к уменьшению его магнитной индукции,следовательно,уменьшению потерь в стали зубцов,уменьшению МДС обмотки возбуждения,её веса и габаритов.

20.  При 2р =2 средняя длина проводников обмотки якоря

l
a= l0+ 1,2 Da;                                             (3.32)

при 2р =4

l
a= l0+ 0,8 Da.                                            (3.33)

21.  В нагретом состоянии сопротивление обмотки якоря

                                                         <img width=«115» height=«45» src=«ref-1_1899288653-352.coolpic» v:shapes="_x0000_i1082"> .                                         (3.34)

В этом выражении gM= 57 ×106 (Ом×м)-1-электропроводность меди при температуре окружающей среды. Температурный коэффициент меди

KQ= 1 + 0,004 (Q-Qокр),                                   (3.35)

где Q-рабочая температура;

  Qокр-температура окружающей среды, Qокр= 20 0С.
22.  Падение напряжения в  обмотке якоря

DU
a= Ia
R
a.                                                (3.36)

Величина DU
aсоставляет обычно 10 -20%от номинального напряжения. Меньшие значения относятся к машинам  с высокими номинальными напряжениями Uан>110 В,  работающим в длительном режиме.
4.     
КОЛЛЕКТОР И ЩЁТОЧНЫЙ АППАРАТ
В настоящее время коллекторы машин малой мощности выполняются чаще всего с пластмассовой изоляцией.  Коллекторные пластины изготовляются из твёрдотянутой меди трапецеидального сечения с впадинами  в  виде «ласточкина гнезда» (рис. 3).

В некоторых конструкциях коллекторные пластины изолируются друг от друга миканитовыми прокладками толщиной 0,6 -,8 мм,чаще для изоляции используется та же пластмасса,что и для крепления  коллекторных пластин.

Более совершенными технологиями изготовления коллекторов являются малоотходные,с использованием цельных заготовок из листов меди или медного порошка.

Толщина кольца коллектора выбирается с учётом износа коллектора и дальнейшей его проточки и составляет

DК = (0,1¸,2) DK .

Рис.3.  Коллектор машины постоянного тока
Коллектор должен быть изолирован от вала машины. Для этой цели также используется изолирующая  пластмасса.

Щётки и прижимные пружины размещаются в трубчатых или коробчатых щёткодержателях.

Различают радиальные и реактивные щёткодержатели. В радиальных щёткодержателях щётка располагается перпендикулярно поверхности коллектора,  в реактивных -под некоторым углом по ходу вращения коллектора,обеспечивая при этом более надёжный контакт. Реактивные щёткодержатели обычно применяются в нереверсивных МПТ,имеющих одно направление вращения.

23.  Предварительный диаметр коллектора

DK= (0,5 ¸,9) Da.

24. В машинах малой мощности  ширина коллекторной пластины bKпринимается равной 2-5 мм. Толщина изоляции между коллекторными пластинами bиз = 0,6 -,8 мм.

Коллекторное деление

<img width=«72» height=«43» src=«ref-1_1899301640-221.coolpic» v:shapes="_x0000_i1084">                                                 (4.1)

Для правильно спроектированного коллектора должно выполняться соотношение

tк= bк+ bиз.                                                (4.2)

Ширина   коллекторной   пластины   при   этом   должна    соответствовать ГОСТ 4134-75. Определив tк,уточняют диаметр коллектора,используя выражение (4.1).

Окружная скорость коллектора

Vк= pDкn / 60.                                             (4.3)

25. В МПТ малой мощности для улучшения коммутации  наиболее часто используются твёрдые медно-графитовые или электрографитированные щётки, которые меньше подвержены износу, что увеличивает надёжность работы машины.

Размеры щёток выбираются исходя из допустимой для каждого типа щёток плотности,которая лежит в широких пределах: 4,0 -20,0 А/см2 (наиболее часто 10,0 -15,0 А/см2).  Тогда,выбрав тип щёток и  определив допустимую для них плотность тока Jщ,можно рассчитать площадь щётки:

<img width=«85» height=«49» src=«ref-1_1899301861-256.coolpic» v:shapes="_x0000_i1085">                                                 (4.4)

С другой стороны,

Sщ= ащbщ,                                                (4.5)

где aщ  -осевая ширина щётки;

       bщ-ширина щётки по окружности коллектора,ориентировочно принимает- ся

bщ= (2 ¸3) bк.

Выбрав стандартный размер ширины щётки bщ(ГОСТ 122322.1-77),определяют осевой размер щётки ащ,удовлетворяющий необходимой площади. Осевая длина щётки также должна соответствовать  указанному стандарту.  После определения  размеров щёток уточняют получаемую при этом плотность тока,используя выражение  (4.4).Величина плотности не должна превосходить допустимого значения для выбранного  типа щёток.

26. Активная длина коллектора по оси вала

l¢к= (1,5 ¸2,0) ащ.

Полная длина коллектора

lк= l¢к+ (3 ¸5) da,

где da-диаметр проводника обмотки якоря без изоляции.

27. Проверка коммутации. В МПТ малой мощности добавочные полюса не выполняются,а щётки устанавливаются строго на линии геометрической нейтрали. Вследствие этого в коммутируемых секциях наводится реактивная ЭДС еRи ЭДС от поля реакции якоря еа,которая также замедляет процесс коммутации. Наличие этих ЭДС приводит к увеличению плотности тока под сбегающим краем щёток и,следовательно,к повышенному искрению. Интенсивность искрения зависит от величины суммарной ЭДС в коммутируемой секции

<img width=«93» height=«24» src=«ref-1_1899302117-203.coolpic» v:shapes="_x0000_i1086">

которая не должна превосходить определённого значения.

Среднее значение реактивной ЭДС в коммутируемой секции определяется выражением

еR= 2 WС lAS l0Va.                                            (4.6)

Удельная магнитная проводимость потоков рассеяния l для пазов овальной и трапецеидальной формы определяется выражением

<img width=«332» height=«59» src=«ref-1_1899302320-925.coolpic» v:shapes="_x0000_i1087">                        (4.7)

где bП1 и bП2 -максимальная и минимальная ширина паза.

ЭДС от реакции  якоря при установке  щёток на  линии геометрической нейтрали

<img width=«163» height=«48» src=«ref-1_1899303245-412.coolpic» v:shapes="_x0000_i1088">                                         (4.8)

где da-средняя длина магнитной силовой линии в межполюсном пространстве,

<img width=«81» height=«41» src=«ref-1_1899303657-220.coolpic» v:shapes="_x0000_i1089">.                                                (4.9)

Для благоприятной коммутации МПТ малой мощности необходимо,чтобы величина результирующей ЭДС ерв коммутируемой секции не превышала 1,5 В.  В случае невыполнения этого условия необходимо либо уменьшить число витков в секции,либо уменьшить величину линейной нагрузки,сохранив при этом габариты машины за счёт увеличения магнитной индукции в воздушном зазоре.

На процесс коммутации может оказывать влияние магнитное поле полюсов,величина которого в зоне коммутации теоретически должна быть равной нулю. Однако если ширина зоны коммутации близка к расстоянию между полюсными наконечниками соседних полюсов,то в зоне коммутации будет ощущаться влияние  их магнитного поля. Для того чтобы исключить это влияние,необходимо ограничить ширину коммутационной зоны bкдо определённых размеров:

<img width=«241» height=«51» src=«ref-1_1899303877-634.coolpic» v:shapes="_x0000_i1090">                             (4.10)

где b¢щ -ширина щётки,приведённая к окружности якоря,

<img width=«97» height=«47» src=«ref-1_1899304511-280.coolpic» v:shapes="_x0000_i1091">                                             (4.11)

t
¢к-коллекторный шаг,приведённый к  диаметру якоря,  

                                                       <img width=«80» height=«47» src=«ref-1_1899304791-246.coolpic» v:shapes="_x0000_i1092">.                                             (4.12)

Для благоприятной коммутации необходимо

bк£,8 (t-b0).                                             (4.13)
5. МАГНИТНАЯ  СИСТЕМА МАШИНЫ

ПОСТОЯННОГО ТОКА
Магнитопровод МПТ малой мощности изготовляется чаще всего шихтованным из электротехнической стали,причём полюса выполняются заодно с ярмом статора. Значительно реже магнитопровод статора изготовляется сплошным из  труб малоуглеродистой стали. Полюса машины в этом случае изготовляются отдельно,  также из мягкой малоуглеродистой стали. В последнее время полюса прессуются из порошковых ферромагнитных материалов. Магнитопровод якоря для уменьшения потерь во всех случаях выполняется шихтованными из малокремнистых электротехнических сталей.

28.  Определение геометрических размеров.

Воздушный зазор:

d¢= Кdd,                                                    (5.1)

где Kd-коэффициент воздушного зазора (коэффициент Картера),

<img width=«112» height=«47» src=«ref-1_1899305037-361.coolpic» v:shapes="_x0000_i1093">                                             (5.2)

Высота сердечника полюса hпл предварительно принимается равной (0,24 ¸ 0,4) D
а. Полученное значение hпл должно быть уточнено после расчёта обмотки возбуждения исходя из необходимой площади окна для  размещения обмотки.

Осевая длина полюса для МПТ малой мощности обычно равна длине якоря:

lпл= l0.

Магнитная   индукция   в   сердечнике   полюсов   принимается равной 1,2 -1,5 Тл для машин,работающих в длительном режиме,и 1,4 -1,6 Тл для машин с кратковременным режимом работы. Исходя из этих значений, рассчитывается сечение сердечника полюса

<img width=«86» height=«48» src=«ref-1_1899305398-272.coolpic» v:shapes="_x0000_i1094">                                                  (5.3)

где s-коэффициент рассеяния магнитного потока с учетом того, что помимо основного магнитного потока по сердечнику полюса проходит поток рассеяния. Величина этого коэффициента составляет 1,08 -1,12.

Рассчитав площадь сердечника полюса, определяют его ширину:

<img width=«105» height=«47» src=«ref-1_1899305670-291.coolpic» v:shapes="_x0000_i1095">                                               (5.4)

Если   полюс выполнен сплошным,то коэффициент заполнения стали Kз.с= 1,0.

Сечение магнитопровода станины рассчитывается исходя из допустимых значений магнитной индукции Bстна этом участке,которые принимаются равными 1,2 -1,4 Тл для длительного режима работы машины и до 1,5 Тл для кратковременного режима. <img width=«12» height=«23» src=«ref-1_1899305961-73.coolpic» v:shapes="_x0000_i1096">Магнитный поток,замыкающийся через станину,равен половине потока полюса, отсюда

<img width=«109» height=«44» src=«ref-1_1899329564-391.coolpic» v:shapes="_x0000_i1098">            (5.5)

Большие значения индукции рекомендуются для машин с кратковременным режимом работы.

Высота сердечника станины

<img width=«103» height=«47» src=«ref-1_1899329955-280.coolpic» v:shapes="_x0000_i1099">            (5.6)

Длина станины lстпринимается равной длине якоря для машин с шихтованной станиной и lст= l0+ (3 -5) мм для машин с отъёмными полюсами. Для станин из литой стали Kз.с= 1,0.

  После расчёта указанных размеров в масштабе рисуют эскиз магнитной цепи машины,  по которому определяют длину отдельных участков магнитной цепи (рис. 4).

29.  Расчёт МДС машины постоянного тока.

МДС воздушного зазора

<img width=«132» height=«49» src=«ref-1_1899330235-356.coolpic» v:shapes="_x0000_i1100">.                                            (5.7)

МДС зубцовой зонырассчитывается исходя из предположения,что весь магнитный поток зубцового деления проходит через зубец. Если при этом использованы пазы прямоугольной формы,то ширина зубцов оказывается переменной и магнитная индукция в различных сечениях различна. В этом случае расчёт МДС производится для трёх различных сечений зубца -максимального,среднего и минимального:

<img width=«127» height=«47» src=«ref-1_1899330591-359.coolpic» v:shapes="_x0000_i1101">                                             (5.8)

<img width=«128» height=«55» src=«ref-1_1899330950-372.coolpic» v:shapes="_x0000_i1102">                                          (5.9)

<img width=«136» height=«47» src=«ref-1_1899331322-369.coolpic» v:shapes="_x0000_i1103">                                         (5.10)

Рассчитав значения магнитных индукций,по кривым намагничивания выбранного сорта электротехнической стали (прилож., табл. 5 -13) определяют соответствующие значения напряжённостей магнитного поля <img width=«52» height=«24» src=«ref-1_1899331691-151.coolpic» v:shapes="_x0000_i1104">,<img width=«43» height=«27» src=«ref-1_1899331842-143.coolpic» v:shapes="_x0000_i1105"> ,<img width=«57» height=«24» src=«ref-1_1899331985-163.coolpic» v:shapes="_x0000_i1106">.

При расчёте МДС зубцов необходимо скорректировать  их ширину таким образом,чтобы максимальная величина магнитной индукции <img width=«56» height=«24» src=«ref-1_1899332148-163.coolpic» v:shapes="_x0000_i1107">не превышала 1,8 Тл.

МДС зубцовой зоны определяется по формуле Симпсона:

<img width=«276» height=«51» src=«ref-1_1899332311-579.coolpic» v:shapes="_x0000_i1108">                          (5.11)

Здесь принято,что высота зубца равна высоте паза.

Для машин малой мощности чаще всего используются пазы овальной или трапецеидальной формы. В этом случае ширина зубца во всех сечениях одинакова и расчёт значительно упрощается,так как магнитная индукция и напряжённость магнитного поля в любом сечении зубца оказываются одинаковыми:

<img width=«128» height=«47» src=«ref-1_1899332890-351.coolpic» v:shapes="_x0000_i1109">                                           (5.12)

AWZ= 2 HZ hп.                                             (5.13)

МДС сердечника якоря. Уточнённое значение магнитной индукции в сердечнике якоря

<img width=«123» height=«47» src=«ref-1_1899333241-325.coolpic» v:shapes="_x0000_i1110">                                          (5.14)

По рассчитанному значению магнитной индукции и кривой намагничивания электротехнической стали определяется величина напряжённости магнитного поля в спинке якоря и МДС этого участка:

AW
a= HaLa,                                             (5.15)

где средняя длина магнитной силовой линии

<img width=«207» height=«47» src=«ref-1_1899333566-478.coolpic» v:shapes="_x0000_i1111">                                  (5.16)

Величина магнитной индукции в сердечнике полюса уточняется по выражению:

<img width=«131» height=«48» src=«ref-1_1899334044-352.coolpic» v:shapes="_x0000_i1112">                                         (5.17)

По кривой намагничивания материала полюсов и полученному значению магнитной индукции определяется напряжённость магнитного поля и рассчитывается величина МДС полюсов машины:

AWпл= 2 Hплhпл.                                        (5.18)

МДС станины. Магнитная индукция в станине

<img width=«116» height=«47» src=«ref-1_1899334396-325.coolpic» v:shapes="_x0000_i1113">                                            (5.19)

Средняя длина магнитной силовой линии в станине

<img width=«167» height=«45» src=«ref-1_1899334721-394.coolpic» v:shapes="_x0000_i1114">                                    (5.20)

По рассчитанному значению магнитной индукции Всти кривой намагничивания материала станины определяется напряжённость магнитного поля Hсти соответствующая МДС:

AWст= HстLст.                                         (5.21)

Если полюса выполнены отъёмными, то между станиной и сердечником полюса существует воздушный зазор dст = (0,035 ¸0,05) мм. В этом случае необходимо определить МДС этого зазора:

<img width=«143» height=«49» src=«ref-1_1899335115-358.coolpic» v:shapes="_x0000_i1115">                                      (5.22)

Результирующая МДС машины на пару полюсов в режиме холостого хода

AWв= AWd+ AWz+ AWa+ AWпл+ AWст+ AWdст.               (5.23)

30. Характеристика холостого хода (х.х.х) МПТ -это зависимость ЭДС обмотки якоря от МДС возбуждения (или тока возбуждения) при неизменной частоте вращения и отсутствии тока якоря.

Расчёт х.х.х производится в такой последовательности:

— задаются произвольными значениями ЭДС якорной обмотки Е;

— рассчитываются соответствующие значения магнитного потока

<img width=«88» height=«45» src=«ref-1_1899335473-286.coolpic» v:shapes="_x0000_i1116"> ;                                              (5.24)

— рассчитываются соответствующие значения магнитной индукции в воздушном зазоре с использованием выражения (2.1);

— рассчитываются значения МДС для всех участков магнитной цепи  и суммарная МДС возбуждения на пару полюсов в соответствии с  выражениями п.29.

Производимые расчёты сводятся в таблицу (табл. 3,по данным которой строится зависимость Е = f(AWв) -х.х.х.).

31. МДС реакции якоря. При работе МПТ под нагрузкой по обмотке якоря протекает ток и вокруг проводников обмотки создаётся магнитное поле,называемое полем якоря. Рабочие характеристики МПТ определяются результирующим магнитным полем в зазоре машины,т.е. зависят и от поля якоря.

Воздействие магнитного поля якоря на основное поле машины,создаваемое обмоткой возбуждения,называют реакцией якоря.

Для учёта магнитного поля якоря его МДС представляют в виде суммы двух составляющих МДС поперечной и продольной реакции якоря.
    продолжение
--PAGE_BREAK--Таблица 3
Расчёт характеристики холостого хода МПТ


Величина
ЭДС  якоря

,5 Е

,8 Е

1,0 Е

1,1 Е

1,2 Е

1,3 Е

Магнитный поток  Фо,Вб













Магнитная индукция в воздушном зазоре Вd,Тл













Магнитная индукция в зубцах якоря  Вz,Тл













Магнитная индукция в спинке якоря  Ba,Тл













Магнитная индукция в сердечнике полюса Bпл,Тл













Магнитная индукция в станине  Вст,Тл













Магнитная индукция в зазоре между полюсом и станиной  Вdст,Тл













МДС воздушного зазора AWd,А













МДС зубцовой зоны AWz,А













МДС спинки якоря AW
a,А













МДС сердечника полюса AWпл,А













МДС станины AWст,А













МДС зазора между станиной и полюсом AWdст,А













Суммарная МДС на пару полюсов: AWв= åAW,А















Кроме того,на магнитное поле машины оказывают действие коммутационные токи,протекающие в секциях якоря при переключении их из одной параллельной ветви в другую. МДС коммутационных токов проявляется при замедленной или ускоренной коммутации и носит продольный характер.

Поперечная МДС при ненасыщенной машине искажает магнитное поле, не изменяя его величины. При насыщении машины МДС поперечной реакции якоря ослабляет магнитное поле.

Поскольку МПТ работают,как правило,с той или иной степенью насыщения,можно считать,что поперечная реакция якоря имеет размагничивающий характер независимо от режима работы МПТ (двигательный или генераторный).

При установке щёток строго на линии геометрической нейтрали продольная МДС якоря теоретически равна нулю. Однако в реальных машинах установить щётки на линии геометрической нейтрали не удаётся; они оказываются смещёнными по ходу вращения машины.  Вследствие этого  появляется незначительная продольная МДС,которая,как правило,носит намагничивающий характер в двигателях и размагничивающий в генераторах. Процесс коммутации в МПТ без добавочных полюсов оказывается замедленным,коммутационная МДС носит продольный характер,т.е. намагничивает машину в режиме двигателя и размагничивает в режиме генератора. Поскольку обмотка возбуждения должна скомпенсировать поле реакции якоря,то МДС реакции якоря рассчитывается следующим образом:

для двигателей:

AWR= AWаq-AWad-АWк,                                   (5.25)

для генераторов

AWR= AWаq+ AWad+АWк,                                   (5.26)

где AWаq-МДС поперечной реакции якоря;

      AW
ad-МДС продольной реакции якоря;

      АWк-коммутационная МДС.

Так как поперечный магнитный поток замыкается через зубцовую зону и воздушный зазор машины, для определения поперечной реакции якоря используется переходная кривая намагничивания (рис. 5):

Вd= f (AWd+ AWz) / 2,

которая строится по данным табл. 3. На этой кривой по оси ординат откладывается  номинальная  величина  магнитной индукции в воздушном зазоре (точка а) и определяется соответствующая номинальная МДС (точка б). Влево и вправо от этой точки в масштабе МДС  откладываются отрезки бв и бг, изображающие МДС поперечной реакции якоря:

<img width=«420» height=«332» src=«ref-1_1899335759-11721.coolpic» hspace=«12» v:shapes="_x0000_s1061">½бв½= ½бг½= AS  b0 / 2.                                      (5.27)
Рис.5. Переходная характеристика машины  постоянно-

го тока
Так как величины отрезков бв и бг пропорциональны величине расчётной полюсной дуги,  а ординаты пропорциональны магнитной индукции, то площади криволинейных треугольников аде и аgк представляют соответственно уменьшение магнитного потока от реакции якоря под одним краем полюса и его возрастание - под другим. Разница площадей этих треугольников определяет уменьшение магнитного потока машины вследствие действия поперечной реакции якоря. Для компенсации этого размагничивающего действия необходимо увеличить МДС обмотки возбуждения на определённую величину, которая определяется следующим образом. Прямоугольник сдвигается вправо таким образом, чтобы площади полученных криволинейных треугольников амf и аpn стали равными.  Тогда величина МДС на пару полюсов, компенсирующая поперечную реакцию якоря, определяется выражением

AW
aq= 2 mn.

Эта величина может быть найдена и другим способом. Выражая площади криволинейных треугольников и приращений потоков по формуле Симпсона и приравнивая полученные выражения, можно определить величину МДС поперечной реакции якоря:

<img width=«195» height=«47» src=«ref-1_1899347480-641.coolpic» v:shapes="_x0000_i1117">.                                   (5.28)

МДС продольной реакции якоря зависит от сдвига щёток с линии геометрической нейтрали и определяется выражением

A
W
аd= 2 bbAS,                                           (5.29)

где bb-сдвиг щёток с линии геометрической нейтрали вследствие неточности изготовления машины, bb= 0,15 -,3 мм.

Продольная коммутационная МДС,возникающая при замедленной коммутации,определяется величиной коммутирующего тока,индуктивностью коммутируемых секций,переходным сопротивлением щёток и угловой скоростью якоря. Величина коммутационной МДС при номинальном токе машины и номинальной частоте вращения может быть приближённо рассчитана по следующей формуле:

<img width=«227» height=«51» src=«ref-1_1899348121-654.coolpic» v:shapes="_x0000_i1118">                               (5.30)

где bк-ширина коллекторной пластины;

  
AS
н-линейная токовая нагрузка при номинальном токе якоря;

      Кк-коэффициент, учитывающий падение напряжения в щётках

<img width=«164» height=«49» src=«ref-1_1899348775-462.coolpic» v:shapes="_x0000_i1119">                                      (5.31)

Полная МДС  возбуждения МПТ при нагрузке

AWåНАГР= AWd+ AWz+ AWa+ AWпл+ AWст+ <img width=«60» height=«21» src=«ref-1_1899349237-165.coolpic» v:shapes="_x0000_i1120"> + AWR.      (5.32)

Для двигателей и генераторов параллельного возбуждения вначале определяется ЭДС якоря для электродвигателей

Е= U -DU
a-DUщ                                          (5.33)

и для генераторов

                                                    Е = U +DU
a+ DUщ.                                          (5.34)

По кривой холостого хода определяется  результирующая МДС -AW’SНАГР соответствующая найденному значению ЭДС,  после чего рассчитывается полная МДС с учётом реакции якоря:

AWSНАГР= AWSНАГР+ AWR.                                   (5.35)
6. РАСЧЁТ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
6.1. Электродвигатель последовательного возбуждения
32.  Число витков обмотки возбуждения на один полюс

<img width=«121» height=«52» src=«ref-1_1899349402-338.coolpic» v:shapes="_x0000_i1121">                                           (6.1)

33. Предварительное сечение обмоточного провода для обмотки возбуждения

Sв= Ia/ jв,                                                 (6.2)

где jВ -плотность тока в обмотке возбуждения,выбираемая в зависимости от номинального момента Мнпо данным табл. 4.

Мн= 9,55 Рн /nн.                                            (6.3)

Рассчитав сечение провода, выбирают номинальное сечение и диаметр провода в соответствии с ГОСТом, а затем уточняют реальную величину плотности тока возбуждения:

                                                   jв = I
a/ Sв .                                                (6.4)

34.  Сопротивление обмотки возбуждения в нагретом состоянии

<img width=«137» height=«51» src=«ref-1_1899349740-413.coolpic» v:shapes="_x0000_i1122">                                         (6.5)

где lср-средняя длина витка обмотки возбуждения,которая определяется по эскизу расположения обмотки на сердечнике полюса.При неотъёмных полюсах машины среднюю длину витка необходимо увеличить на величину   (b0 -bпл),с тем чтобы была возможность надеть катушку обмотки возбуждения на сердечник полюса через полюсный наконечник.

           35.  Падение напряжения в обмотке возбуждения

DUв= I
aRв.                                                (6.6)

36. Величина ЭДС якоря двигателя последовательного возбуждения при нагрузке

E= UH-DU
a-DUщ-DUв.                                   (6.7)

Таблица  4

Плотность тока в обмотке возбуждения МПТ малой мощности (´106 А/м2)



Номинальный момент Мн,Нм

Режим работ

Номинальный момент Мн,Нм

Режим работ

продолжительный

кратковременный

продолжительный

кратковременный

Закрытое исполнение

,01

8,

16,

,2

4,6

11,0

,02

7,5

15,

,4

4,3

10,0

,03

7,

14,2

,6

4,0

9,5

,04

6,5

13,5

,8

3,8

9,2

,05

6,2

12,7

1,

3,5

9,0

,06

5,8

12,2

1,2

3,4

8,8

,07

5,5

11,7

1,4

3,2

8,5

,08

5,2

11,3

1,6

3,0

8,2

,09

5,

11,2

1,8

2,8

8,0

,1

4,8

11,

2,

2,7

7,8

Защищённое исполнение с вентилятором

,01

11,5

21,5

,2

9,4

16,8

,02

10,8

20,8

,4

9,

16,5

,03

10,5

20,

,6

8,4

15,8

,04

10,2

19,5

,8

8,

15,2

,05

9,8

19,

1,

7,6

14,8

,06

9,7

18,6

1,2

7,2

14,2

,07

9,6

18,1

1,4

7,

13,9

,08

9,5

17,7

1,6

6,8

13,6

,09

9,5

17,2

1,8

6,6

13,2

,1

9,5

17,

2,

6,5

13,



Полученная величина ЭДС не должна отличаться от предварительно выбранного значения более чем на 3%. При большей разнице необходимо  скорректи-

ровать число витков обмотки возбуждения. Для этого определяют МДС обмотки

возбуждения по характеристике холостого хода и найденному значению ЭДС, прибавляют  МДС реакции якоря при номинальной нагрузке, уточняют число витков обмотки возбуждения, её сопротивление, падение напряжения и новое значение ЭДС машины E
a.

37.  Площадь окна для размещения обмотки возбуждения

<img width=«145» height=«51» src=«ref-1_1899350153-380.coolpic» v:shapes="_x0000_i1123">                                         (6.8)

где fо-технологический коэффициент,учитывающий промежутки между проводниками и изоляцию провода, fо= 0,8 -,84.

Фактическая площадь окна для обмотки возбуждения должна быть увеличена на 10 - 20 % для учёта возможных неточностей намотки.

Исходя из полученного значения площади окна уточняют высоту сердечника полюса и  определяют ширину стороны катушки возбуждения с таким расчётом,чтобы обмотка возбуждения свободно размещалась в окне между станиной и полюсным наконечником.
6.2. МПТ с независимым возбуждением
Расчёт обмотки возбуждения в этом случае производится в такой последовательности:

38. Задаются величиной тока возбуждения

Iв»(5 ¸10)% I
a.

Большие значения тока принимаются для машин меньшей мощности.

Исходя из режима работы МПТ и её исполнения,  по данным табл. 4 выбирается величина допустимой плотности тока в обмотке возбуждения jв. После этого рассчитывают сечение провода обмотки возбуждения по выражению

S¢в= Iв/ jв.                                                 (6.9)

По найденному значению S¢в  выбирается марка,сечение и диаметр провода обмотки возбуждения,соответствующего ГОСТу.

39. Зная МДС возбуждения для номинального режима работы AWåНАГР,рассчитывают число витков обмотки возбуждения на один полюс:

<img width=«121» height=«49» src=«ref-1_1899350533-340.coolpic» v:shapes="_x0000_i1124">                                            (6.10)

40. По выражению (6.5) рассчитывается сопротивление обмотки возбуждения в нагретом состоянии,а исходя из номинального напряжения сети -уточнённые значения  тока возбуждения и его плотности,которая должна быть близкой к принятому ранее значению.

Площадь окна,необходимую для размещения обмотки возбуждения,рассчитывают так же,как и для машин с последовательным возбуждением.
7.  ПОТЕРИ И КПД МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА
В МПТ различают следующие виды потерь:

-потери в обмотках якоря и возбуждения;

-потери в щётках;

-потери в стали якоря;

-механические потери;

-добавочные потери.

41. Потери в обмотках якоря и возбуждения рассчитываются следующим образом:

для МПТ с последовательным возбуждением

DРма= I
а2Ra;                                                 (7.1)

DРмв= Iа2Rв;                                                (7.2)

для машин с параллельным возбуждением

                                                DРмв= UHIв.                                                (7.3)
42.     Потери в щётках

DРщ = DUщI
а.                                                (7.4)

43. Потери в стали якоря включают в себя  потери в сердечнике якоря и потери в зубцах якоря.

Масса стали якоря

Gс.а= 7800 [p(Dа-2 hп)2lо]/4.                                 (7.5)

Масса зубцов якоря

Gс.z= 7800 Z bZ.CPhПlo.                                        (7.6)

Потери в стали сердечника якоря

DPс.a= pудBа2f1,3Gс.а.                                        (7.7)

Потери в зубцах якоря

DPс.z= pудBz2f1,3Gс.z.                                        (7.8)

В этих выражениях удельные потери для данного сорта стали принимаются увеличенными в 1,5 - 1,8 раза.

Потери в стали статора

DPс= DPс.a+ DPс.z.                                          (7.9)

44. 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

DРтр.щ= 9,81 КтрРщSщVк,                                  (7.10)

где Ктр-коэффициент трения  щёток о коллектор,Ктр= 0,2 -,25.

      Рщ-удельное нажатие щёток,Рщ= 1,96 -2,35 Н/м2 для угольных и угольно-графитовых щёток;Рщ= 2,0 -4,0 Н/м2 для электрографитированных щёток; Рщ= 1,5 -2,0 Н/м2 для медно-графитовых щёток; Рщ= 1,7 -2,2 Н/м2 для бронзо-графитовых щёток.

     Sщ-поверхность всех щёток;

     Vк-окружная скорость коллектора.

Потери на трение в шарикоподшипниках

DРтр.под= КшGаn ×10-3.                               (7.11)

Для машин малой мощности  с шарикоподшипниками Кш= 1 -3.Большие значения относятся к машинам меньшей мощности.

Масса якоря Gаможет быть рассчитана по приближённой формуле

G
а= 1000 p(Da2loga+ Dк2lкgк) /4.                     (7.12)

В этом выражении средняя объёмная масса якоря ga = 7800 кг/м3 ,объемная масса коллектора gK= 8900 кг/м3.

Потери на трение о воздух могут быть рассчитаны для машин малой мощности с частотой вращения до 12000 об/мин по формуле

DРтр.в= 2 Da3n3lо10-6;                             (7.13)

при n >12000 об/мин

DРтр.в = 0,3 Da5(1 + lo/ Da) n3×10-6.                           (7.14)

Полные механические потери

DРмех= DРтр.щ+ DРтр.под+ DРтр.в.                             (7.15)

45.  Полные потери в машине

DРå = zo(DРма+ DРмв+ DРщ+ DРс+ DРмех),                      (7.16)

где коэффициент zo= 1,1 -1,2 учитывает добавочные потери.

46.  При номинальной нагрузке КПД для двигателя

<img width=«176» height=«47» src=«ref-1_1899350873-440.coolpic» v:shapes="_x0000_i1125">                                     (7.17)

КПД для генератора

<img width=«176» height=«49» src=«ref-1_1899351313-457.coolpic» v:shapes="_x0000_i1126">                                    (7.18)

В выражениях (7.17), (7.18) IН= I
а-для электродвигателей последовательного возбуждения; IН= I
а+ IВ-для электродвигателей параллельного возбуждения; IН= I
а-IВ-для генераторов параллельного возбуждения.

Если номинальная мощность электродвигателя

РН= UHIН-DРå

отличается от заданной,  то необходимо пересчитать величину номинального тока якоря:

I
а= 0,5 А -(0,25 А2 -В).                                     (7.19)

Для электродвигателей последовательного возбуждения

<img width=«361» height=«49» src=«ref-1_1899351770-785.coolpic» v:shapes="_x0000_i1127">               (7.20)

для электродвигателей параллельного возбуждения

<img width=«431» height=«48» src=«ref-1_1899352555-984.coolpic» v:shapes="_x0000_i1128">.      (7.21)

После определения нового значения токанеобходимо пересчитать величины потерь  DРма,DРМВ,DРЩ,DРå,а также рассчитать новое значение КПД двигателя.

47. Рабочие характеристики двигателя постоянного тока. Рабочими характеристиками  называются  зависимости  I= f(M);P1 = f(M);P2 = f(M);n = f(M);h= f(M).

Расчёт рабочих характеристик рационально вести в виде таблицы,заполняемой по мере вычисления отдельных величин.
    продолжение
--PAGE_BREAK--Величина электромагнитного момента рассчитывается по выражению
<img width=«92» height=«41» src=«ref-1_1899353539-285.coolpic» v:shapes="_x0000_i1129">                                               (7.22)

Заполнение таблицы следует начинать с номинального значения тока IH. Суммарную величину реакции якоря принимают пропорциональной току якоря,а величину магнитного потока определяют по кривой намагничивания для каждого значения тока якоря и результирующей МДС с учётом реакции якоря.

По данным табл. 5 строятся рабочие характеристики электродвигателя в общих координатных осях (рис. 6).
Таблица 5
Расчёт рабочих характеристик двигателя постоянного тока


Рассчитываемая величина
Потребляемый из сети или отдаваемый в сеть ток

0,5 IH

0,8 IH

1,0 IH

1,2 IH

Ток возбуждения IВ,А









Ток якоря I
а,А









Падение напряжения DU
a,В









Падение напряжения DUв,В









Падение напряжения DUЩ,В









Падение напряжения DU,В









ЭДС якоря Еа,В









МДС возбуждения,А









МДС реакции якоря,А









МДС машины под нагрузкой,А









Магнитный поток,Вб









Частота вращения,об/мин









Потери в якоре,Вт









Потери возбуждения,Вт









Потери в щётках,Вт









Потери в стали,Вт









Механические потери,Вт









Суммарные потери,Вт









Потребляемая мощность Р1,Вт









Полезная мощность Р2,Вт









КПД двигателя









Момент двигателя,Нм











48. Для генератора постоянного тока параллельного возбуждения строится  внешняя  характеристика -зависимость   напряжения  от   тока   нагрузки U = f (I) при RB= const.

Для построения внешней характеристики генератора параллельного возбуждения необходимо иметь характеристику холостого хода Е = f (IB),которая строится по кривой Е = f (AWB) при известном числе витков обмотки возбуждения. Совместно с характеристикой холостого хода в тех же осях строится вольт-амперная характеристика цепи возбуждения UB= IBRB.

В точке пересечения этих характеристик (рис.7) имеем режим холостого хода,когда ток якоря I
aравен нулю,а напряжение равно напряжению холостого хода U0. Указанная точка является первой точкой внешней характеристики генератора. С ростом тока якоря возрастает падение напряжения в якорной цепи DU
a= I
aRa+ DUщи МДС реакции якоря. Эти величины являются катетами прямоугольного треугольника DАВС,называемого характеристическим. Одна из его вершин (точка А) лежит на характеристике холостого хода,а другая вершина (точка С) -на вольт-амперной характеристике цепи возбуждения и,кроме того,определяет величину напряжения генератора при заданном токе якоря.


Рис.6. Рабочие характеристики  двигателя  последователь-

ного возбуждения


Рис.7.  Внешняя характеристика генератора параллельного

возбуждения

Внешнюю характеристику строят таким образом:

-для номинального тока якоря определяется падение напряжения в якорной цепи  DU
a= I
aRa+ DUЩи ток возбуждения,эквивалентный реакции якоря: AWR/ (2 WB),т.е. катеты характеристического треугольника;

-полученный треугольник размещают между кривыми холостого хода и вольт-амперной характеристикой так,чтобы его вершины лежали на этих кривых;

-откладывая по координатной оси токов якоря его номинальную величину,а по оси ординат -величину напряжения,равную ординате нижней вершины треугольника,получают следующую точку внешней характеристики,соответствующую номинальному току;

-точки внешней характеристики,соответствующие другим значениям тока, находят  аналогичным образом при построении характеристических треугольников,стороны которых пропорциональны данным значениям токов.
8. УПРОЩЕННЫЙ    ТЕПЛОВОЙ    РАСЧЁТ    МАШИНЫ

ПОСТОЯННОГО   ТОКА    МАЛОЙ    МОЩНОСТИ
Потери, выделяемые в элементах электрических машин,  превращаются в тепло, которое вызывает их нагрев и рассеивается в окружающее пространство. По мере увеличения температуры деталей машины увеличивается их теплоотдача, в результате чего температура не возрастает до бесконечности, а принимает установившееся значение. В этом случае выделившееся  в машине тепло полностью отдаётся в окружающую среду. Величина установившейся  температуры определяется мощностью потерь, габаритами машины и должна соответствовать температурной устойчивости изоляции. Поскольку точный учёт всех факторов нагрева и условий теплоотдачи в машинах малой мощности затруднителен, то расчёт превышений температуры элементов машины над окружающей средой производится приближёнными методами.

49. Превышение температуры якоря. При расчётах считается,что всё тепло,выделяющееся в обмотке якоря,передаётся через пазовую изоляцию стали якоря. Поэтому суммарные потери якоря,определяемые потерями в обмотке,стали якоря и потерями от трения о воздух,снимаются охлаждающим воздухом с его поверхности.

Среднее превышение температуры  обмотки якоря при установившемся режиме определяется выражением

<img width=«285» height=«71» src=«ref-1_1899382239-781.coolpic» v:shapes="_x0000_i1132">,                            (8.1)

здесь aa- результирующий коэффициент теплоотдачи наружной поверхности якоря, Вт/(м2× К),

aa= a¢(1 + 01 Va),                                            (8.2)

          a’-коэффициент теплоотдачи наружной поверхности неподвижного якоря,  для  машин  закрытого исполнения a¢= 14 -18 Вт/(м2×К); для машин защищённого исполнения с вентиляцией a¢= 36 -44 Вт/(м2×К);

          bZ1-ширина вершины зубца якоря;

            b-общая толщина изоляции от меди до стенки паза,

b= b1+b2,                                                   (8.3)

где   b1-толщина  пазовой изоляции плюс односторонняя толщина изоляции проводника;

          b2 -эквивалентная межвитковая изоляция проводников в пазу,

<img width=«101» height=«47» src=«ref-1_1899383020-308.coolpic» v:shapes="_x0000_i1133">  ;                                            (8.4)

здесь ma-число проводников в ряду по средней ширине паза;

        d
a.из-диаметр изолированного проводника;

           Kс-коэффициент,определяемый выражением

Kс= 1 + 4 (da/ da.из-,4);                                   (8.5)

           l¢-коэффициент теплопроводности междувитковой и пазовой  изоляции,

l¢= (0,12 -,13) Вт/(м ×К);

           П -периметр паза;

      wм.a-удельные потери в меди обмотки якоря на единицу длины,

<img width=«109» height=«48» src=«ref-1_1899383328-307.coolpic» v:shapes="_x0000_i1134">                                              (8.6)

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

<img width=«95» height=«48» src=«ref-1_1899383635-277.coolpic» v:shapes="_x0000_i1135">                                               (8.7)

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

<img width=«119» height=«51» src=«ref-1_1899383912-324.coolpic» v:shapes="_x0000_i1136">                                            (8.8)

50.  Превышение температуры коллектора. Полные потери в коллекторе

DРК= DРЩ+ DРТР.Щ.                                         (8.9)

Поверхность охлаждения коллектора

SК.ОХ= pDКlК.                                           (8.10)

Среднее превышение температуры коллектора над температурой окружающей среды

<img width=«173» height=«47» src=«ref-1_1899384236-546.coolpic» v:shapes="_x0000_i1137">                                     (8.11)

где aк-коэффициент теплоотдачи коллектора,aк= 40 -70 Вт/(м2×К).

51. Превышение температуры обмотки возбуждения. Потери в одной катушке обмотки возбуждения

wM.B= DPM.B/ 2p.                                            (8.12)

Поверхность охлаждения одной катушки обмотки возбуждения для машины с отъёмными полюсами

SВ.ОХ= 2 (bПЛ+ lПЛ+ 4 dК) hК+ 2 (bПЛ+ 2 dК) dК,                  (8.13)

для машины с шихтованной станиной

SВ.ОХ= (b0 + bПЛ+ 2lПЛ+ 8 dК) hК+ (b0 + bПЛ+ 4 dК) dК.             (8.14)

В этих выражениях: bПЛи lПЛ-ширина и длина  сердечника полюса;

          dКи hК-ширина и высота катушки обмотки возбуждения.

Среднее превышение температуры обмотки над температурой окружающей среды

<img width=«109» height=«45» src=«ref-1_1899384782-312.coolpic» v:shapes="_x0000_i1138">                                             (8.15)

где  a¢-коэффициент теплоотдачи катушек обмотки возбуждения, для машин закрытого исполнения a¢= 26 -30 Вт/(м2×К); для машин защищённого исполнения с вентиляцией a¢= 52 -60` Вт/(м2×К).

Рассчитанные значения превышений температуры элементов электрических машин над температурой окружающей среды (QОКР= 400С) не должны превышать допустимых для выбранного класса изоляции.
9.  РАСЧЁТ ПОСТОЯННЫХ МАГНИТОВ ДЛЯ

ВОЗБУЖДЕНИЯ   МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА
9.1. Кривые размагничивания постоянных магнитов
В МПТ малой мощности перспективно использование постоянных магнитов,позволяющих уменьшить габариты машин и  увеличить  их КПД.

Расчёт МПТ с постоянными магнитами производится теми же методами,что и машин с обмотками возбуждения. Особенностью расчёта является правильный выбор габаритов магнита при известных его параметрах.

<img width=«269» height=«228» src=«ref-1_1899385094-4223.coolpic» v:shapes="_x0000_s1063">Постоянный магнит характеризуется кривой размагничивания,снимаемой для образцов с замкнутым магнитопроводом, вид которой представлен на рис.8.

  При отсутствии размагничивания режим работы магнита определяется положением точки 1 (Вr,0) на кривой размагничивания. Значение магнитной индукции в этой точке называется  остаточной индукцией Вr. Максимальная напряжённость магнитного поля,необходимая для размагничивания  магнита,называется коэрцитивной силой HC,а режим работы магнита при  этом определён положением точки 2(0,HC). Если  постоянный магнит имеет воздушный зазор,то магнитная индукция в зазоре  и самом  магните  оказывается  меньше остаточной,т.к. его МДС распреде-

ляется между зазором и сердечником магнита. Наличие воздушного  зазора эквивалентно размагничивающему действию обмотки с током. Рабочая точка постоянного магнита с зазором оказывается смещённой, занимая положение точки 3 на кривой размагничивания.

При повторном намагничивании в силу необратимых процессов,произошедших в магните,намагничивание происходит не по основной кривой,а по частному циклу (точки 3,4). Для расчётов частные циклы заменяются прямой линией,называемой линией возврата (ЛВ). Характер процессов  размагничивания магнита определяется величиной МДС размагничивания. При малых  значениях МДС размагничивание происходит по линии возврата до точки 3. Если же МДС значительна,то процесс размагничивания вначале происходит по линии возврата до точки 3,а затем -по основной кривой размагничивания (точка 5). Последующие режимы намагничивания в этом случае будут происходить по новой линии возврата,проходящей через точку 5.

Магнитная цепь МПТ рассчитывается так,чтобы рабочая точка лежала на середине прямой возврата,а возможные колебания МДС не выводили её за пределы данной линии возврата.

Наклон линии возврата определяется магнитной проницаемостью возврата

mВ= DВ/DН.                                                   (9.1)

Значения mВ  с достаточной точностью определяются  наклоном касательной  к кривой размагничивания в точке (Вr, 0).

Различным точкам на кривой размагничивания соответствуют различные величины удельной энергии магнита:

WM= 0,5 B H.                                                (9.2)

Зависимость удельной энергии от напряжённости магнита представлена на рис.9. Как видно из рисунка,  при некотором значении  напряжённости Нонаблюдается максимум удельной энергии в точке А с координатами (Во,Но).  Магнитная система должна проектироваться так,чтобы рабочий режим магнита находился вблизи точки максимума.

Для расчётов магнитных систем с постоянными магнитами необходимо иметь аналитическое описание кривой размагничивания. Наиболее часто эта зависимость представляется в виде  гиперболы:

<img width=«119» height=«47» src=«ref-1_1899389317-320.coolpic» v:shapes="_x0000_i1139">.                                              (9.3)

В этом выражении коэффициент а зависит от формы кривой размагничивания и выражается через коэффициент формы gследующим образом:

<img width=«128» height=«49» src=«ref-1_1899389637-344.coolpic» v:shapes="_x0000_i1140">                                            (9.4)

где

                                                          <img width=«80» height=«47» src=«ref-1_1899389981-268.coolpic» v:shapes="_x0000_i1141">                                                   (9.5)

Рис.9.  Удельная энергия постоянного магнита
Вои Но-координаты точки,соответствующие максимуму энергии постоянного магнита на кривой размагничивания.

Величина коэффициента формы кривой размагничивания постоянных магнитов 0,25 £g£,9.

При  g= 0,25 коэффициент а = 0 и гипербола вырождается в прямую

<img width=«104» height=«47» src=«ref-1_1899401096-272.coolpic» v:shapes="_x0000_i1143">,                                              (9.6)

показанную на рис. 10  (кривая 1).

При g= 1 коэффициент а = 1 и уравнение гиперболы принимает вид

В= Вr,

т.е. имеем горизонтальную прямую,касательную к кривой размагничивания.

При g= 0,5 коэффициент а = 0,8 и гипербола становится близкой к окружности (кривая 3 на рис.10).

Коэффициент формы кривой размагничивания определяется материалом постоянного магнита,и для бариевых   магнитов   g   =   0,316   -

-,390,для метоллокерамики g= 0,36 -,64,для сплавов ЮНДК g= 0,5 -,9, для магнитов на основе редкоземельных элементов g= 0,27 -,3.
9.2.  Совместная работа постоянных магнитов

с внешней магнитной цепью
Простейшая магнитная цепь состоит из постоянного магнита,двух воздушных зазоров и внешнего магнитопровода.

Магнитный поток,создаваемый постоянным магнитом,состоит из основного потока,проходящего через воздушные зазоры и внешний магнитопровод,и потока рассеяния,замыкающегося по воздуху,между полюсами магнита.

Эти потоки по отношению к магниту являются внешними,и  их сумма должна быть равной потоку постоянного магнита

ФМ= ФВН= Фd+ Фs.                                          (9.7)

Величина потока рассеяния принимается пропорциональной МДС магнита:

                                              Фs= lsFM.                                                     (9.8)

Согласно закону полного тока для магнитной цепи справедливо соотношение

2 HMlM+ 2 Hdd+ 2 HCTlCT= 0,                                  (9.9)

где lMи lCT-половина длины магнита внешнего магнитопровода.
    продолжение
--PAGE_BREAK--В этом случае
FM= -(Fd+ FCT)  или по модулю  ½FM½=½Fd+ FCT½.             (9.10)

Поскольку магнитный поток пропорционален магнитной индукции,а напряжённость магнитного поля -МДС,то кривую размагничивания постоянного магнита можно изобразить в координатных осях (Ф,F). В этих же осях можно построить зависимости Фd= f (FВН) и Фs= f (Fм):

<img width=«245» height=«47» src=«ref-1_1899405767-601.coolpic» v:shapes="_x0000_i1145">.                            (9.11)

Для последовательно включенных участков ФСТ= Фd,поэтому указанное выражение записывается в виде

<img width=«188» height=«51» src=«ref-1_1899406368-528.coolpic» v:shapes="_x0000_i1146">,                                   (9.12)

отсюда

<img width=«151» height=«69» src=«ref-1_1899406896-469.coolpic» v:shapes="_x0000_i1147">.                                       (9.13)

Полученная зависимость нелинейна,так как по мере увеличения магнитной индукции материала внешнего магнитопровода его магнитная проницаемость падает (кривая Фd(FВН) на рис.11).

При выполнении условия (9.7) поток рассеяния пропорционален внешней МДС:

Фs= lsFм = lsFBH,                                        (9.14)

и эта зависимость может быть построена в тех же координатных осях (кривая Фs(FBH) на рис.11).

Просуммировав ординаты указанных кривых,построим ту же зависимость (9.7) с учётом нелинейности

  <img width=«447» height=«331» src=«ref-1_1899407365-16457.coolpic» v:shapes="_x0000_i1148">

ФBH= Фd+ Фs= f (FBH).
Совместная работа постоянного магнита и внешней магнитной цепи возможна согласно (9.7) и (9.10) при равенстве магнитных потоков и МДС,т.е. в точке пересечения линии возврата магнита и вебер-амперной характеристики внешней магнитной цепи (точка А на рис.11).

В тех случаях, когда внешняя магнитная цепь не насыщена,вебер-амперная характеристика изображается прямой,проведённой относительно оси абсцисс под углом

<img width=«253» height=«68» src=«ref-1_1899423822-656.coolpic» v:shapes="_x0000_i1149">,                             (9.15)

где lВН-магнитная  проводимость  внешней  магнитной цепи.

Совместная работа магнита и внешней цепи соответствует рабочей точке 1 с координатами (Н1,В1).

Если магнитная цепь имеет обмотку,по которой протекает ток,то к МДС магнита будет добавляться МДС обмотки -DF. Эта МДС не влияет на характеристики внешней магнитной цепи. Поэтому для учёта её влияния достаточно сместить вебер-амперную характеристику внешней цепи ФВН= f (FВН) параллельно самой себе на величину DFв зависимости от её полярности. Случай размагничивания показан на рис. 11.

Для того чтобы МДС обмотки не вызывала размагничивания постоянного магнита,необходимо ограничить её величину: DF<FРАЗМ.

Подмагничивание магнита не вызывает ухода рабочей точки с линии возврата,и величина МДС обмотки в этом случае не ограничивается.

Таким образом,задача расчёта магнитной цепи заключается в том,чтобы,зная характеристики постоянного магнита,внешней магнитной цепи и величину размагничивающей МДС обмотки,выбрать положение рабочей точки,обеспечивающей максимум энергии,или,другими словами,минимальный объем магнита.
9.3. Расчёт оптимальных параметров постоянного магнита
Пусть задана кривая размагничивания постоянного магнита

<img width=«112» height=«47» src=«ref-1_1899424478-317.coolpic» v:shapes="_x0000_i1150">,

с известными параметрами Br, Hc, a.

Введём относительные величины:

<img width=«463» height=«48» src=«ref-1_1899424795-902.coolpic» v:shapes="_x0000_i1151">,

где в качестве масштабов выбраны mB= Br;  mH= Hc;  mm= Br/ HC;  mФ = BrSM; mF= HClM; ml= mФ / mF; mW= BrHC/ 2.

Кривая размагничивания в относительных единицах записывается в виде

<img width=«77» height=«44» src=«ref-1_1899425697-247.coolpic» v:shapes="_x0000_i1152">.                                                  (9.16)

Допустим,что рабочая точка магнита,положение которой необходимо определить,  изображается на рис. 12 точкой 1. Положение этой точки,как было показано выше,соответствует точке пересечения линии возврата и вебер-амперной характеристики внешней цепи. При отсутствии насыщения наклон последней определяется выражением

tg a= lВН.                                                  (9.17)
    продолжение
--PAGE_BREAK--Линия возврата проходит под углом
<img width=«88» height=«27» src=«ref-1_1899425944-208.coolpic» v:shapes="_x0000_i1153">,                                                (9.18)

причём относительная проницаемость возврата связана с формой кривой размагничивания соотношением

<img width=«67» height=«23» src=«ref-1_1899426152-157.coolpic» v:shapes="_x0000_i1154">.                                                  (9.19)

Положим, что задана максимальная размагничивающая МДС и соответствующая ей напряжённость магнитного поля DHM.

Выражая координаты рабочей точки 1 через координаты точки 2,лежащей на кривой размагничивания,подставляя полученные выражения в уравнение кривой размагничивания (9.16) и решая его относительно индукции,в окончательном виде получим

<img width=«239» height=«55» src=«ref-1_1899426309-674.coolpic» v:shapes="_x0000_i1155">.                              (9.20)

Определим удельную энергию магнита в рабочей точке:

<img width=«116» height=«48» src=«ref-1_1899426983-341.coolpic» v:shapes="_x0000_i1156">.                                        (9.21)


Рис.12. К расчёту оптимальных размеров магнита  постоянного

тока
Подставляя (9.20) в (9.21) и исследуя полученную функцию на экстремум,определим оптимальную магнитную проводимость внешней цепи,соответствующую максимуму энергии магнита:

<img width=«167» height=«53» src=«ref-1_1899440271-452.coolpic» v:shapes="_x0000_i1158">.                                    (9.22)

Используя выражение (9.13),выразим lВН.ОПТчерез параметры внешней магнитной цепи:

<img width=«232» height=«77» src=«ref-1_1899440723-774.coolpic» v:shapes="_x0000_i1159">.                              (9.23)

Отсюда при известной площади магнита находят его длину:

<img width=«255» height=«53» src=«ref-1_1899441497-736.coolpic» v:shapes="_x0000_i1160">.                          (9.24)

Если пренебречь падением магнитного потенциала во внешнем магнитопроводе,т.е. считать mСТ= ¥,то полученное выражение упрощается и принимает вид:

<img width=«132» height=«48» src=«ref-1_1899442233-386.coolpic» v:shapes="_x0000_i1161">.                                         (9.25)

При равенстве площадей магнитного зазора и магнита будем иметь

<img width=«89» height=«48» src=«ref-1_1899442619-276.coolpic» v:shapes="_x0000_i1162">.                                             (9.26)

Величина относительной магнитной индукции при оптимальном режиме постоянного магнита записывается в виде

<img width=«347» height=«45» src=«ref-1_1899442895-992.coolpic» v:shapes="_x0000_i1163">,                  (9.27)

а относительная напряжённость магнитного поля при этом

<img width=«89» height=«47» src=«ref-1_1899443887-265.coolpic» v:shapes="_x0000_i1164">.                                                (9.28)

Пример № 1. Постоянный магнит из сплава ЮНДК имеет следующие характеристики: Br= 1,02 Тл; Hc= 110 кА/м; g= 0,6417. Величина относительной напряжённости  размагничивающего магнитного поля <img width=«79» height=«25» src=«ref-1_1899444152-189.coolpic» v:shapes="_x0000_i1165">. Магнитная проницаемость материала внешней магнитной цепи  равна бесконечности,а площади поперечного сечения магнита и зазора одинаковы.

Определить отношение длины магнита к длине воздушного зазора для оптимально выбранной рабочей точки.

Р е ш е н и е. Коэффициент,характеризующий форму кривой размагничивания,

<img width=«184» height=«47» src=«ref-1_1899444341-476.coolpic» v:shapes="_x0000_i1166">

Относительная проницаемость возврата

<img width=«125» height=«27» src=«ref-1_1899444817-242.coolpic» v:shapes="_x0000_i1167">.

Оптимальная проводимость внешней цепи в относительных единицах

<img width=«385» height=«53» src=«ref-1_1899445059-940.coolpic» v:shapes="_x0000_i1168">.

Масштаб магнитной проницаемости

mm= Br/ HC= 1,02 / (110 ×103) = 9,2727 ×10-6 Гн/м.

Магнитная проницаемость воздушного зазора в относительных единицах

<img width=«245» height=«53» src=«ref-1_1899445999-637.coolpic» v:shapes="_x0000_i1169">.

Отношение длины магнита к длине воздушного зазора:

<img width=«204» height=«47» src=«ref-1_1899446636-550.coolpic» v:shapes="_x0000_i1170">.

Относительная магнитная индукция:

<img width=«513» height=«107» src=«ref-1_1899447186-2267.coolpic» v:shapes="_x0000_i1171">

Относительная напряжённость магнитного поля

<img width=«223» height=«43» src=«ref-1_1899449453-528.coolpic» v:shapes="_x0000_i1172">.

Относительная удельная энергия магнита

<img width=«293» height=«25» src=«ref-1_1899449981-506.coolpic» v:shapes="_x0000_i1173">.

Графическое построение решения задачи представлено на рис. 13.

При заданной величине внешнего размагничивания<img width=«39» height=«24» src=«ref-1_1899450487-141.coolpic» v:shapes="_x0000_i1174"> режим работы магнита в точке 1 будет оптимальным. При увеличении магнитной проводимости внешней цепи свыше оптимального значения (например, вебер-амперная характеристика, изображаемая прямой ОА2) удельная энергия магнита уменьшается. При данном значении магнитной проводимости внешней цепи относительные значения магнитной индукции напряжённости магнитного поля и удельной энергии магнита соответственно равны:

<img width=«317» height=«23» src=«ref-1_1899450628-495.coolpic» v:shapes="_x0000_i1175">

Уменьшение магнитной проводимости внешней цепи недопустимо, так как при этом уменьшается величина <img width=«39» height=«24» src=«ref-1_1899451123-138.coolpic» v:shapes="_x0000_i1176">.


Рис. 13. Графическое построение решения примера № 1
Пример №2.Внешняя магнитная цепь и внешнее размагничивание имеют те же,что в примере1,параметры и величины. Определить отношение длины магнита к длине воздушного зазора, если использовать магнит на основе редкоземельных элементов  типа КС 37А с параметрами:

B
r= 0,82 Тл;     Hс= 560 kA;     g= 0,28.

Р е ш е н и е. Коэффициент, характеризующий форму кривой размагничивания,

<img width=«235» height=«48» src=«ref-1_1899463146-552.coolpic» v:shapes="_x0000_i1178">

Относительная магнитная проницаемость возврата

<img width=«201» height=«23» src=«ref-1_1899463698-336.coolpic» v:shapes="_x0000_i1179">.

Оптимальная магнитная проводимость внешней цепи

<img width=«367» height=«85» src=«ref-1_1899464034-1018.coolpic» v:shapes="_x0000_i1180">.

Относительная магнитная проницаемость воздушного зазора

<img width=«284» height=«53» src=«ref-1_1899465052-637.coolpic» v:shapes="_x0000_i1181">.

Отношение длины магнита к длине воздушного зазора

<img width=«204» height=«49» src=«ref-1_1899465689-537.coolpic» v:shapes="_x0000_i1182">.

Сравнивая между собой магниты ЮНДК с магнитами на основе редкоземельных элементов,видим,что объём последних при прочих равных условиях в »11 раз меньше. Такое положение объясняется значительно большими удельными энергиями последних.
10. ПРИМЕР РАСЧЁТА МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО

ТОКА
Исходные данные для расчёта:

машина постоянного тока -генератор;

полезная мощность -РН= 80 Вт;

номинальное напряжение -UН= 230 В;

частота вращения -nН,об/мин;

возбуждение -параллельное;

режим работы -S1, продолжительный;

исполнение -закрытое.
10.1.  Основные размеры машины



№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая информация

Результаты расчёта

1

Магнитная ин- дукция в зазоре

Табл. 2

Bd= 0,45 Тл

2

Линейная токовая нагрузка

Табл. 2

AS= 8000 А/м

3

Коэффициент полюсной дуги

Разд.1, п.3

a= 0,65

4

Отношение длины якоря к его диаметру

Разд.1, п.3

x= 1,4

5

КПД генератора

(предваритель-но)

Табл. 1

hН= 0,59

№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая информация

Результаты расчёта

6

Машинная постоянная

(1.11)

<img width=«325» height=«44» src=«ref-1_1899466226-645.coolpic» v:shapes="_x0000_i1183">

7

Расчётная мощность

(1.6)

<img width=«200» height=«43» src=«ref-1_1899466871-483.coolpic» v:shapes="_x0000_i1184">

8

Диаметр якоря

(1.12)

<img width=«240» height=«52» src=«ref-1_1899467354-656.coolpic» v:shapes="_x0000_i1185">

9

Длина якоря

(1.13)

l= 1,4×,04=0,056 м

10

Окружная скорость

(1.14)

V
a= 3,14×,04×3000/60 = 6,283 м/с

11

Число полюсов



2 p = 2

12

Полюсное деление

(1.15)

t= 3,14×,04/2 = 0,0628 м

13

Расчётная полюсная дуга

(1.16)

b= 0,65 ×,0628 = 0,0408 м

14

Частота перемагничивания

(1.17)

f= 1×3000/60 = 50 Гц

15

Воздушный зазор

(1.22)

d=  0,4 ×,0628×8000/0,45= 4,46×10-4 м,

принимаем  d= 4,5×10-4 м
    продолжение
--PAGE_BREAK--


10.2. Расчёт обмотки якоря



№

п/п

Рассчитываемая величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

16

Магнитный поток

(2.1)

Ф = 0,45×,0408×,056 = 1,028×10-3 Вб

17

Ток якоря

(1.9)

I
а= 1,1×80/230 = 0,382 A

18

Число параллельных ветвей



2 а =2

19

Число проводников обмотки якоря

(1.10),(2.2)

<img width=«235» height=«45» src=«ref-1_1899468010-576.coolpic» v:shapes="_x0000_i1186">

20

Число пазов якоря

(2.3)

Z»4×,04×100= 16

21

Число коллекторных пластин

(2.4)

К= 3 ×16 = 48

22

Число витков в секции обмотки

(2.5)

Wc= 5490/(2×48) = 57,16;

принимаем Wc= 56

23

Уточнённое число проводников якоря



N= 2×48×56= 5376

24

Число проводников в пазу



Nп= 5376/16 = 336

№

п/п

Рассчитываемая величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

25

Расчёт шагов обмотки якоря



Принята простая петлевая обмотка

26

Число элементарных пазов

(2.4)

Zэ=  3 ×16 =48



Шаг по коллектору

(2.6)

yк=1



Шаг по якорю

(2.6)

y= yк=1



Первый частичный шаг

(2.6)

y1= 48/(2×1) = 24



Второй частичный шаг

(2.6)

y2= 1-24 = -23


10.3. Расчёт проводников якорной обмотки,

размеров зубцов,пазов якоря



№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

27

Предельная температура пе-регрева обмот-ки якоря



Qм= 90о С

28

Коэффициент теплоотдачи по-верхности якоря



a= 18 Вт /(К×м2)

29

Удельная тепло-вая нагрузка

(3.1)

q= 90×18 (1 + 0,1×6,28)= 2637,4 Вт/ м2

30

Допустимая плотность тока в обмотке якоря

(3.10)

j
a= 17×2637,4×106/8175,3 = 5,48×106 A/м2

31

Сечение про-водника обмотки якоря

(3.16)

qпр= 0,382/(2×5,48×106) = 0,0348×10-6 м2

32

Диаметр неизолированного провода (пред-варительно)

Приложение,

табл. 2,3

dпр= 0,21×10-3 м; принимаем провод марки ПЭТВ-1: диаметр неизолированного провода dпр= 0,21×10-3 м; диаметр изолированного провода dИЗ=  0,235 ×10-3м;   сечение   провода qпр= = 0,0346×10-6 м2

33

Уточнённое зна-чение плотности тока



j
a= 0,382/(2×,0346×10-6) = 5,52×106 A/м2

34

Сечение изоли-рованного провода

(3.19)

qпр.из= 3,14×,2352×10-6/4 =

= 0,0434×10-6 м2

№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

35

Площадь,занимаемая изо-лированным проводом



Sпп= 0,0434×10-6×336 = 14,57×10-6 м2

36

Диаметр вала



Разд.3,п.19

dв= 6×10-3 м

37

Принимаемый паз якоря оваль- ной формы

Рис.2



38

Высота сердеч-ника якоря при индукции 1,6 Тл

(3.27)

<img width=«251» height=«43» src=«ref-1_1899468586-605.coolpic» v:shapes="_x0000_i1187">

39

Высота паза

(3.26)

hП= (40-2×,45-6-2×6)×10-3= 11×10-3м

40

Размеры щели паза

Разд.3,п.19

hщ=0,5×10-3м;bщ= 1,3×10-3м

41

Ширина зубца при индукции

B
z= 1,8 Тл

(3.21),(3.25)

b
z= 7,854×10-3×,45/(0,95×1,8) »2,1×10-3 м

42

Максимальная ширина паза

(3.28)

bп.макс=[3,14×(40 -2×,5) -2,1×16]/(16+

+ 3,14) = 4,64×10-3м

43

Минимальная ширина паза

(3.29)



bп.мин= [3,14×(40 -2×11)-2,1×16]/(16 -

-3,14) = 1,78×10-3м

44

Высота средней части паза

(3.30)

h12= 11-,5-4,64/2-1,78/2= 7,25×10-3м

45

Площадь паза в штампе

(3.31)

Sп= 7,25×(4,64 + 1,78)/2 + 3,14×4,642/8 +

+ 3,14×1,782/8 = 32,96×10-6 м2

46

Коэффициент заполнения паза

Из (3.17)

Кз.п= 14,57/32,96 = 0,442

47

Длина провод-ника обмотки якоря

(3.32)

l
a= 0,056 + 1,2×,040 = 0,104 м

48

Сопротивление обмотки при

t= 90 °C

(3.34),(3.35)

<img width=«295» height=«45» src=«ref-1_1899469191-725.coolpic» v:shapes="_x0000_i1188">

49

Падение напря-жения в обмотке якоря

(3.36)

DU
а= 0,382×90,7=34,65 В


10.4. Коллектор и щёточный аппарат



№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

50

Диаметр коллектора

Разд.4,п.23

Dк= 0,5 ×,04 = 0,02 м

№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

51

Шаг коллектора

(ориентировоч.)

(4.1)

tк= 3,14 ×,02/48 = 1,3 ×10-3 м

52

Толщина межломельной изоляции

Разд.4,п.24

bиз=0,5 ×10-3м

53

Толщина сторо-ны профиля

Из (4.2 )

bк.п= (1,3 -,5)×10-3 = 0,8×10-3 м

54

Принимаемая толщина



bк.п= 1,×10-3м

55.

Коллекторный шаг

(4.2)

tк= (1,0 + 0,5)×10-3 =1,5×10-3 м

56

Диаметр коллектора

Из (4.1)

Dк= 1,5×10-3×48/3,14 = 22,9×10-3 м

57

Скорость коллектора

(4.3)

Vк= 3,14 ×22,9×10-3×3000/60 = 3,6 м/с

58

Выбираемые

электрографитированные щётки ЭГ-14

Прилож.,

табл. 14

Jщ=105 А/м2,DUщ =2,5 В

59

Ширина щётки по окружности коллектора

Разд.4,п.25

bщ»3 ×1,5×10-3 = 4,5×10-3 м.

принимаем bщ= 5×10-3 м

60

Площадь щётки

(4.5)

Sщ= 0,382/105 = 0,382×10-5 м2

61

Длина щётки по оси коллектора



Площадь щётки незначительна,поэтому осевой размер выбираем из номинальных размеров по ГОСТ122321.1-77

ащ= 8×10-3 м



62

Активная длина коллектора

Разд.4,п.26

lк.а= 1,5×8×10-3 =12×10-3 м

63

Полная длина коллектора

Разд.4,п.26

lк= 12×10-3 + 5×,26×10-3»14×10-3 м



10.5. Проверка коммутации



№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

64

Удельная магнитная проводимость паза

(4.7)

<img width=«281» height=«124» src=«ref-1_1899469916-1441.coolpic» v:shapes="_x0000_i1189">

№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

65

Длина магнитной силовой линии в межполюсном пространстве

(4.9)

dо= (0,0628 -,0408)/2 =0,011 м

66

Реактивная ЭДС

(4.6)

е
R= 2×56×4,089×10-6×8175×,056×6,28 =

= 1,317 B

67

ЭДС реакции якоря

(4.8)

е
а= <img width=«305» height=«45» src=«ref-1_1899471357-671.coolpic» v:shapes="_x0000_i1190">

= 1,155 В

68

Результирующая ЭДС коммутируемой секции

Разд.4,п.27

ер= 1,317 +1,155 = 2,472 В<2,5 В,

что допустимо

69

Ширина щётки,приведённая к окружности якоря

( 4.11)

b¢щ= 1,×10-3×,04/,0229 = 1,747×10-3 м

70

Шаг коллектора,приведённый к окружности якоря

(4.12)

tк¢=1,5×10-3×,04/,0229= 2,62×10-3 м

71

Ширина зоны коммутации

(4.10)

bком= 1,747×10-3 +[3+ ½48/2-24½-1/1]×

×2,62×10-3 = 8,796×10-3м<,8×(t-bо)=

= 11×10-3 м


10.6. Расчёт магнитной цепи



№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

72

Уточнённое значение воздушного зазора

(1.22)

d=  0,4×,0628×8175/0,45 = 0,45×10-3 м

73

Длина магнитной линии сердечника якоря

(5.16)

L
а= 3,14(40 -2×11-6)/2 + 6)×10-3=

=24,85×10-3 м

74

Высота сердечника полюса

Разд.5,п.28

hпл= 0,3×,04 = 0,012 м

75

Длина магнитной линии в станине

(5.20)

Lст=  3,14 (40 +2×,45+2×12)×10-3 / 2 =

= 0,102 м

76

Коэффициент воздушного зазора

(5.2)

<img width=«237» height=«44» src=«ref-1_1899472028-573.coolpic» v:shapes="_x0000_i1191">

№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

77

МДС воздушного зазора

(5.7)

<img width=«299» height=«51» src=«ref-1_1899472601-682.coolpic» v:shapes="_x0000_i1192">

78

Магнитная индукция в зубце якоря

(5.12)

<img width=«183» height=«43» src=«ref-1_1899473283-459.coolpic» v:shapes="_x0000_i1193">

79

Напряжённость магнитного поля в зубце якоря



По кривой намагничивания электротехнической стали 2012

Hz= 1340 A/м

80

МДС зубцовой зоны

(5.13)

AW
z= 2 ×1340 ×11×10-3 = 29,5 A

81

Магнитная ин-дукция в сердеч-нике якоря

(5.14)

<img width=«287» height=«51» src=«ref-1_1899473742-639.coolpic» v:shapes="_x0000_i1194">

82

Напряжённость магнитного поля в сердечнике

якоря



По кривой намагничивания электро-технической стали 2012

H
а= 753 А/м

83

МДС сердечника якоря

(5.15)

AW
а= 753×24,85×10-3 = 18,7 А

84

Магнитная индукция в полюсе

(ориентировоч.)



Bп= 1,5 Тл

85

Ширина полюса

(5.4)

<img width=«273» height=«48» src=«ref-1_1899474381-656.coolpic» v:shapes="_x0000_i1195">

принимаем   bпл= 15×10-3 м

86

Уточнённое значение магнитной индукции  в  полюсе

(5.17)

<img width=«267» height=«51» src=«ref-1_1899475037-657.coolpic» v:shapes="_x0000_i1196">

87

Напряжённость магнитного поля в полюсе



По кривой намагничивания электро-технической стали 2012

Hпл= 420 А/м

88

МДС полюсов

(5.18)

AWпл=2×420×15×10-3=12,6 А

89

Магнитная индукция в  станине (ориентировоч.)



Bст= 1,4 Тл

90

Высота сердечника станины

(5.6)

<img width=«280» height=«48» src=«ref-1_1899475694-666.coolpic» v:shapes="_x0000_i1197">

принимаем hcт= 7,6×10-3м

91

Уточнённое значение индукции в станине

(5.19)

<img width=«279» height=«51» src=«ref-1_1899476360-674.coolpic» v:shapes="_x0000_i1198">

№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

92

Напряжённость магнитного поля в станине



По кривой намагничивания электротехнической стали 2012

Hcт= 400 А/м



93

МДС станины

(5.21)

AWст= 400 ×,114 = 45,6 А

94

Суммарная  МДС машины

(5.23)

AWS=360 + 29,5 + 18,7 + 12,6 + 45,6 =

= 466,4 А

95

Расчёт кривой холостого хода



Задаваясь значениями ЭДС якоря,рассчитывая соответствующие  значения магнитного потока,магнитных индукций и напряжённостей магнитного поля  в элементах магнитопровода машины,получаем зависимость E = f(AWS). Расчёт зависимости сводится в таблицу (табл.3)

96

Кривая холостого хода

E= f(AWS).





Строится по данным табл. 3

97

МДС поперечной реакции якоря


(5.28)

По переходной характеристике по описанной выше методике (п.31),

<img width=«291» height=«67» src=«ref-1_1899477034-811.coolpic» v:shapes="_x0000_i1199">

98

МДС продольной реакции якоря

(5.29)


AW
ad= 2×8175.,00015=2,45 A

99

Коэффициент, учитывающий переходное сопротивление

(5.31)

1,7×2,5×106

КК= ¾¾¾¾¾¾¾¾¾¾¾¾=

4 56 6,28 4,089 8175 0,056
= 0,1614



100

Продольная коммутационная МДС

(5.30)<img width=«13» height=«47» src=«ref-1_1899477845-73.coolpic» v:shapes="_x0000_i1200">

<img width=«219» height=«96» src=«ref-1_1899477918-1006.coolpic» v:shapes="_x0000_i1201">



101

ЭДС генератора

(5.34)

Е = 230 +29,3 + 2,5 =261,8 В

102

МДС возбуждения



По кривой холостого хода и найденному значению ЭДС: E=261,8 B AW¢SНАГР= 415 A


№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

103

Суммарная МДС реакции якоря

(5.26)

AW
R= 28,36 + 2,45 + 10,46 = 41,27 A

104

Суммарная МДС возбуждения генератора

(5.35)

AWSНАГР=415 + 41,27 = 456,27 A
    продолжение
--PAGE_BREAK--


Таблица 3

Расчёт кривой холостого хода генератора постоянного тока



Величины

ЭДС якоря

,5 Е

,8 Е

1,0 Е

1,1 Е

1,2 Е

1,3 Е

Магнитный поток

Ф×10-3,Вб



,538



,771



1,028



1,130



1,234



1,336

Магнитная индукция  Вd,Тл



,235



,337



,45



,494



,539



,584

Магнитная индукция  Вz,Тл



,924



1,326



1,77



1,945



2,124



2,300

Магнитная индукция  Вa,Тл



,842



1,207



1,61



1,770



1,930



2,090

Магнитная индукция Впл,Тл



,741



1,062



1,416



1,557



1,700



1,840

Магнитная индукция  Вс,Тл



,732



1,048



1,398



1,537



1,678



1,817
МДС элементов












AWd,А



180

270

360

396

420

468

AW
z
,
А



6,42

11,22

30,93

55,22

114,44

316,80

AW
a
,
А



3,37

6,48

19,58

42,24

89,85

191,35

AWпл,А



3,27

6,19

12,48

20,34

34,50

79,20

AWс,А



12,20

23,14

45,60

69,30

122,00

264,50

AWS,А



205,26

317,

468,60

583,10

780,75

1320
    продолжение
--PAGE_BREAK--

10.7. Расчёт обмотки возбуждения



№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

105

Ток возбуждения

Разд.1,п.2

Iв»10%I
а=0,1 ×,382= 0,0382 А

№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

106

Число витков обмотки возбуждения на полюс

(6.1)

Wв= 456,3/(2×,0382)= 5972,5,

принимаем Wв=5970

107

Номинальный момент генератора

(6.3)

Мн= 9,55 ×80/3000= 0,255 Нм

108

Сечение провода обмотки возбуждения (предварительно)

Табл.4

Плотность тока возбуждения (табл.4)

jв= 4,5×106 А/м2;

qв=  0,0382/(4,5×106) = 0,0085×10-6 м2

Выбираем провод ПЭТВ-1,

dв= 0,106 мм,qв= 0,00882 ×10-6 м2,

dв.из= 0,12×10-3 м

109

Требуемая площадь для размещения обмотки возбуждения

(6.8)

<img width=«277» height=«47» src=«ref-1_1899478924-606.coolpic» v:shapes="_x0000_i1202">

110

Фактическая площадь окна

Разд.6,п.37

Sв= 1,15 ×104,8 ×10-6 =120,5 ×10-6 м2

111

Высота катушки возбуждения



По эскизу магнитной системы

hкв= 0,012 м

112

Ширина стороны катушки

Разд.6,п.37

bкв= 120,5×10-6/0,012= 0,01 м.

Катушка полностью размещается в окне между станиной и полюсным наконечником

113

Ширина катушки возбуждения

Разд.6,п.37

bв=0,015 + (0,0408-,015)/2 = 0,028 м

114

Средняя длина витка катушки возбуждения

По эскизу расположения катушки возбуждения

lв= 2(0,056 + 0,028 + 2×,01)= 0,208 м

115

Сопротивление обмотки возбуждения

(6.5)

<img width=«300» height=«47» src=«ref-1_1899479530-719.coolpic» v:shapes="_x0000_i1203">

116

Реальный ток возбуждения

Разд.6,п.40

Iв= 230 / 6027 = 0,03816 А,

реальная величина  тока равна ранее принятой

117

Реальная величина плотности тока в обмотке возбуждения

Из (6.2)

<img width=«257» height=«45» src=«ref-1_1899480249-605.coolpic» v:shapes="_x0000_i1204">,что меньше допустимого


10.8. Потери и КПД генератора



№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

118

Потери в обмотке якоря

(7.1)

DРма= 0,3822×90,7= 13,23 Вт

119

Потери в обмотке возбуждения

(7.2)

DРв= 0,038162×6027= 8,78 Вт

120

Потери в щётках

(7.4)

DРщ= 2,5 ×,382 = 0,955 Вт

121

Удельнные потери в стали



Для стали 2012 удельные потери

Р1,0/50=2,9 Вт/кг

122

Масса магнитопровода  ярма якоря

(7.5)

G
a= 7800×3,14(0,04 -2×,011)20,056/4= = 0,111 кг

123

Потери в стали ярма якоря

(7.7)

DРст.а= 2,3×2,9×1,612×,111= 1,92 Вт

124

Масса зубцов якоря

(7.6)

G
z = 7800×16×,011×,0021×,056=

= 0,161 кг

125

Потери в стали зубцов

(7.8)

DРст.z= 2,3×2,9×1,772×,161= 3,364 Вт

126

Потери в стали

(7.9)

DРст= 1,92 + 3,36 = 5,28 Вт

127

Потери от трения щёток

(7.10)

DРщ.тр= 2×,25×4,×104×40×10-6×3,6 =

= 2,88 Вт

128

Масса якоря с коллектором

(7.12)

G
а.к= 3,14(7800×,042×,056 +

+8900 ×,02292×,014) / 4 =0,6 кг

129

Потери на тре-ние в подшип-никах

(7.11)

DРп.тр= 3,×,6×3000×10-3 =5,4 Вт

130

Потери на трение о воздух

(7.13)

DРв.тр= 2×,043×30003×,056×10-6=

= 0,193 Вт

131

Полные механи-ческие потери

(7.15)

DРмех=2,88 + 5,4 + 0,193= 8,47 Вт

132

Полные потери генератора

(7.16)

DРS= 1,15(13,23 +8,78 + 0,955 +5,28 +

+  8,47) = 42,2 Вт

133

Ток генератора

Разд.7,п.46

I= 0,382 -,0382= 0,344 А

134

КПД генератора

(7.18)

<img width=«219» height=«43» src=«ref-1_1899480854-556.coolpic» v:shapes="_x0000_i1205">



10.9. Тепловой расчёт



№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

135

Результирующий коэффициент теплоотдачи наружной поверхности якоря

(8.2)

aа=18(1+0,1×6,283) = 30,3 Вт/(К×м2)

№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

136

Коэффициент увеличения теплового сопротивления проводника

(8.5)

<img width=«213» height=«45» src=«ref-1_1899481410-527.coolpic» v:shapes="_x0000_i1206"><img width=«20» height=«35» src=«ref-1_1899481937-73.coolpic» v:shapes="_x0000_i1207">

137

Число проводников по средней ширине паза якоря



<img width=«169» height=«43» src=«ref-1_1899482010-442.coolpic» v:shapes="_x0000_i1208">,

принимаем mа= 14

138

Эквивалентная междувитковая изоляция

(8.4)

<img width=«12» height=«21» src=«ref-1_1899482452-73.coolpic» v:shapes="_x0000_i1209"><img width=«249» height=«48» src=«ref-1_1899482525-561.coolpic» v:shapes="_x0000_i1210">

139

Общая толщина изоляции от меди до стенки  паза

(8.3)

b= (0,2 + 0,276)×10-3 = 0,476×10-3м

140

Коэффициент теплопроводности междувитковой и пазовой изоляции

Разд.8,п.49

l¢= 0,125 Вт/(м×К)

141

Периметр паза



П =2×,011+ 0,00464+ 0,00178 =

= 28,4×10-3  м

142

Удельные потери в меди якоря

(8.6)

<img width=«232» height=«45» src=«ref-1_1899483086-577.coolpic» v:shapes="_x0000_i1211">

143

Удельные потери в стали якоря

(8.7)

<img width=«212» height=«43» src=«ref-1_1899483663-500.coolpic» v:shapes="_x0000_i1212">

144

Удельные потери трения о воздух

(8.8)

<img width=«223» height=«43» src=«ref-1_1899484163-524.coolpic» v:shapes="_x0000_i1213">

145

Ширина вершины зубца якоря

(3.22)

<img width=«277» height=«41» src=«ref-1_1899484687-555.coolpic» v:shapes="_x0000_i1214">

146

Среднее превышение температуры обмотки якоря

(8.1)

<img width=«272» height=«67» src=«ref-1_1899485242-724.coolpic» v:shapes="_x0000_i1215">

<img width=«301» height=«44» src=«ref-1_1899485966-726.coolpic» v:shapes="_x0000_i1216">

147

Коэффициент теплоотдачи коллектора

Разд. 8,п.50

aК= 50 Вт/(К×м2)

148

Полные потери на коллекторе

(8.9)

Рк= 0,955 + 2,88 = 3,835 Вт

149

Поверхность охлаждения коллектора

(8.10)

Sк= 3,14 ×,0299 ×,014 =1,32×10-3 м2

№

п/п

Рассчитываемая

величина

Используемая

информация

Результаты расчёта

150

Превышение температуры коллектора

(8.11)

<img width=«280» height=«49» src=«ref-1_1899486692-647.coolpic» v:shapes="_x0000_i1217">

151

Коэффициент теплоотдачи катушки возбуждения

Разд.8,п.51

a’O= 28 Вт/(К×м2)

152

Потери в одной катушке возбуждения

(8.12)

wм.в = 8,78/2 =4,39 Вт

153

Поверхность охлаждения катушки возбуждения

(8.14)

Sв=(0,0408 + 0,015 + 2×,015 + 8×,01)×

×,012 + (0,0408 + 0,015 + 4×,010)×

×,012 = 0,00314 м2

154

Превышение температуры обмотки возбуждения

(8.15)

<img width=«197» height=«43» src=«ref-1_1899487339-483.coolpic» v:shapes="_x0000_i1218">

155





Температуры якоря,коллектора и обмотки возбуждения не превышают допустимой для выбранного класса изоляции,равной 90о С

    продолжение
--PAGE_BREAK--
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.

5.  Никулин Н.В. Справочник по электротехническим материалам и изделиям. Свердловск: Средне-Уральское книжное издательство,1979.

6.  Мишин Д.Д. Магнитные материалы. М.: Высшая школа,1991.

7.  Кекало И.Б., Самарин Б.А. Физическое металловедение прецизионных сплавов. М.: Металлургия,1989.

8.  Справочник по электротехническим материалам. Т.3. Л.: Энергоатомиздат,1988.

9.  Юферов Ф.М. Электрические машины автоматических устройств. M.: Высшая школа,   1988.

10. Бут Д.А. Бесконтактные электрические машины. М.: Высшая школа,1985.
ПРИЛОЖЕНИЕ

Таблица 1

Номинальные диаметры и длины рядов

R5a ,R 10a,  R 20a,R 40a



Ряд   R 5a

Ряд  R  10a

Ряд  R  20a

Ряд  R  40a

1,

1,

1,

1,00







1,05





1,1

1,10







1,15



1,2

1,2

1,20







1,30





1,4

1,40







1,50

1,6

1,6

1,6

1,60







1,70





1,8

1,80







1,90



2,

2,

2,00







2,10





2,2

2,20







2,40

2,5

2,5

2,5

2,50







2,60





2,8

2,80







3,00



3,2

3,2

3,20







3,40





3,6

3,60







3,80

4,

4,

4,

4,00







4,20





4,5

4,50







4,80



5,

5,

5,00







5,20





5,5

5,50







5,80

6,

6,

6,

6,





7,

7,







7,5



8,

8,

8,







8,5





9,

9,







9,5



                         Продолжение табл.1



      Ряд R 5a

     Ряд R 10a

      Ряд R 20a

  Ряд R 40a

10,

10,

10,

10,







10,5





11,

11,







11,5



12,

12,

12,







13,





14,

14,







15,

16,

16,

16,

16,







17,





18,

18,







19,



20,

20,

20,







21,





22,

22,







24,

25,

25,

25,

25,







26,





28,

28,







30,



32,

32,

32,







34,





36,

36,







38,

40,

40,

40,

40,







42,





45,

45,







48,



50,

50,

50,







52,





55,

55,







58,

60,

60,

60,

60,

65,





70,

70,







75,



80,

80,0

80,







85,





90,

90,







95,



                                                                                                      Окончание табл.1



      Ряд R 5

        Ряд R 10

     Ряд R 20

    Ряд R 40

        100,

            100,

            100,

          100,







105,





110,

110,

         





115,



120,

120,

120,







130,





140,

140,







160,


Таблица 2

Характеристики обмоточных проводов



Марка провода

Характеристика марки провода

Диаметр,   мм

Предельн. температура,   °С

Класс нагревостойкости

Марка   изоляции

ПЭВ –1,

ГОСТ

7262-78

С изоляцией

уменьшенной

толщины

,02-2,5

105

A

Лак ВЛ-931

на поливи-

нилацеталевой основе

ПЭВ -2,

ГОСТ

7262-78

С изоляцией

нормальной

толщины

,05-2,5

105

A

То же

ПЭТВ-1,

ТУ 16-

705.110-

79

Нагревостойкий,

покрытый слоем высокопрочной

эмали умень-

шенной толщины изоляции

,05-1,6

130

B

Полиэфирные лаки  марок ПЭ-943,ПЭ-939

ПЭТВ-р,

ТУ 16 -

705.110-79

Нагревостойкий,

покрытый слоем высокопрочной эмали

,02-,2

130

B

То же

ПЭТр-

15578,

ТУ 16-

705.048-

Теплостойкий,релейный,умень

шенной толщины изоляции

,02-,2



155

F

Лак полиэфиримидный марки

ПЭ-955

ПЭТВ-2,

ОСТ 160.

505.001-80

Нагревостойкий,

покрытый слоем высокопрочной эмали,нормальной толщины

,06-2,5

130

B

То же

Окончание табл. 2



Марка провода

Характеристика марки провода

Диаметр,   мм

Предельн. температура,   °С

Класс нагревостойкости

Марка   изоляции

ПЭТ-имид,

ТУ 16 -

505.489-

78

Высоконагревостойкий,покрытый полиимидной изоляцией

,03-2,5

220

C

Полиимидные лаки марок

АД-9103,

АД-9103ПС


Таблица 3

Номинальные диаметры и сечения медных

эмалированных  проводов



Диаметр неизолированного провода,мм

Диаметр изолированного  провода,мм

Сечение неизолированного провода,   мм2

,20

,23

,0314

,224

,259

,0394

,25

,285

,0491

,28

,315

,0616

,315

,35

,0779

,335

,379

,0881

,355

,395

,099

,375

,415

,1104

,40

,44

,1257

,45

,49

,159

,50

,545

,1963

,56

,615

,246

,60

,655

,283

,63

,69

,312

,71

,77

,396

,75

,815

,442

,80

,865

,503

,85

,915

,567

,9

,965

,636

,95

1,015

,709

1,00

1,08

,785

1,06

1,14

,883

1,12

1,20

,985

1,18

1,26

1,094

1,25

1,33

1,227

1,32

1,405

1,368

1,40

1,485

1,539

1,50

1,585

1,767

                                                                                                   Окончание табл. 3



Диаметр неизолированного провода,мм

Диаметр изолированного  провода,мм

Сечение неизолированного провода,   мм2

1,60

1,685

2,011

1,70

1,785

2,27

1,80

1,895

2,54

1,90

1,995

2,83

2,00

2,095

3,14

2,12

2,22

3,53

2,24

2,34

3,94

2,36

2,46

4,36

2,50

2,60

4,91


Таблица 4

Коэффициенты заполнения  пакета

магнитопровода сталью в зависимости от способа изоляции листов





Толщина листа, мм

Способ изоляции



Оксидирование, окалина

Лакирование

0,5

0,97

0,95

0,35

0,95

0,93


    продолжение
--PAGE_BREAK--Таблица 5Характеристики  литой стали для монолитных станин
машин  постоянного    тока (Ст. 3)



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

,



,08

,16

,24

,32

,40

,48

,56

,64

,72



,1

,80

,88

,96

1,04

1,12

1,20

1,28

1,36

1,44

1,52



,2

1,60

1,68

1,76

1,84

1,92

2,00

2,08

2,16

2,24

2,32



,3

2,40

2,48

2,56

2,64

2,72

2,80

2,88

2,96

3,04

3,12



,4

3,20

3,28

3,36

3,44

3,52

3,60

3,68

3,76

3,84

3,92



,5

4,00

4,08

4,17

4,26

4,34

4,43

4,52

4,61

4,70

4,79





                                                                                                Продолжение табл.5



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

,6

4,88

4,97

5,06

5,16

5,25

5,35

5,44

5,54

5,64

5,74



,7

5,84

5,93

6,03

6,13

6,23

6,32

6,42

6,52

6,62

6,72



,8

6,82

6,93

7,03

7,24

7,34

7,45

7,55

7,66

7,76

7,87



,9

7,98

8,10

8,23

8,35

8,48

8,60

8,73

8,85

8,98

9,11



1,

9,24

9,78

9,53

9,69

9,85

10,00

10,2

10,4

10,60

10,70



1,1

10,9

11,1

11,30

11,50

11,70

11,90

12,1

12,3

12,50

12,70



1,2

12,9

13,1

13,40

13,70

14,00

14,30

14,6

14,9

15,20

15,50



1,3



15,9

16,

16,70

17,20

17,60

18,10

18,6

19,2

19,70

20,00

1,4

20,9

21,6

22,30

23,00

23,70

24,40

25,3

6,20

27,1

28,00



1,5

28,9

29,9

31,

32,10

33,20

34,30

35,6

37,

38,30

39,60



1,6

41,

42,5

44,00

45,50

47,00

48,50

50,

51,5

53,00

55,60



 
Таблица 6
Характеристики чугуна для монолитных станин машин

постоянного тока



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

,



1,00

2,00

2,80

3,60

4,20

4,60

5,00

5,40

5,70



,1

6,00

6,30

6,60

6,90

7,20

7,50

7,80

8,10

8,40

8,70



,2

9,00

9,30

9,60

9,90

10,20

10,50

10,80

11,10

11,40

11,80



,3

12,2

12,6

13,00

13,4

13,80

14,30

14,70

15,10

15,60

16,00



                                                                                               Продолжение табл.6



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

,4

16,4

16,9

17,50

18,

18,60

19,10

19,70

20,20

20,80

21,40



,5

22,

22,6

23,50

24,

24,70

25,50

26,20

27,00

27,80

28,60



,6

29,4

30,3

31,30

32,2

33,20

34,20

35,20

36,20

37,20

38,20



,7

39,2

40,5

41,80

43,2

44,60

46,00

47,50

49,10

50,70

52,30



,8

54,

55,7

57,50

59,3

61,10

63,00

65,00

67,10

69,30

71,40



,9

73,6

75,

77,80

80,

83,00

86,00

89,00

92,00

95,00

98,00



1,

101



105

108,

112



116



120



124



128



132



136



1,1

140



144



149



154 



159



165



170



175



181



186



1,2

192



198



204



211



218



225



232



240



247



255



1,3

262

270

278

286

294

303

312

321

330

339



1,4

348



359



370



382



392



409



423



436



450



464



1,5

478



494



510



526



545



562



580



600



617

632



Таблица 7

Характеристика намагничивания

горячекатаных  слаболегированных электротехнических

сталей 1211,1212,1311



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

,6

2,11

2,16

2,21

2,26

2,31

2,36

2,41

2,46

2,51

2,56



,7

2,61

2,66

2,71

2,76

2,81

2,87

2,93

2,99

3,06

3,12



,8

3,18

3,24

3,30

3,37

3,44

3,52

3,60

3,69

3,78

3,87



,9

3,97

4,07

4,17

4,24

4,37

4,47

4,58

4,69

4,80

4,91



                                                                                                Продолжение табл.7



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

1,

5,02

5,15

5,30

5,45

5,55

5,70

5,85

6,05

6,20

6,35



1,1

6,5

6,65

6,80

7,01

7,20

7,39

7,59

7,79

8,00

9,21



1,2

8,43

8,66

8,91

9,18

9,46

9,76

10,1

10,4

10,70

11,



1,3

11,4

11,81

12,10

12,60

13,

13,4

13,8

14,2

14,8

15,3



1,4

15,8

16,45

17,1

17,8

18,7

19,5

20,5

21,5

22,6

23,8



1,5

25,1

26,4

27,87

29,5

31,1

32,8

34,57

36,59

38,8

41,2



1,6

43,7

46,32

49,1

52,2

55,3

58,8

62,3

66,

69,83

73,7



1,7

77,8

82,2

86,3

90,7

96,3

101,

106,

111,

116,

122,



1,8

128,

134,

142,

146,

152,

159,

166,

173,

180,

188,



1,9

197,

206,

216,

226,

236,

246,

256,

268,

282,

296,



2,

310,

325,

343,

365,

390,

420,

465,

495,

545,

595,



2,1

655,

725,

800,

880,

960,

1040

1120

1200

1280

1300



2,2

1440

1520

1600

1680

1760

1840

1920

2000

2080

2160



2,3

2240

2320

2400

2480

2560

2640

2720

2800

2880

2960



2,4

3040

3120

3200

3280

3360

3440

3520

3600

3680

3760


Таблица 8
Характеристика намагничивания

высоколегированных горячекатаных электротехнических

сталей 1511,1512,1513



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

,4

,96

,97

,98

,99

1,

1,02

1,04

1,06

1,08

1,11



,5

1,14

1,17

1,20

1,23

1,26

1,29

1,32

1,36

1,40

1,44



                                                                                               

                                                                                                Продолжение табл.8



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

,6

1,48

1,52

1,56

1,60

1,64

1,68

1,72

1,77

1,82

1,87



,7

1,92

1,97

2,02

2,08

2,14

2,20

2,26

2,33

2,40

2,47

 

,8

2,54

2,61

2,68

2,75

2,82

2,89

2,96

3,03

3,1

3,17



,9

3,25

3,33

3,41

3,49

3,58

3,67

3,76

3,85

3,94

4,04



1,

4,14

4,24

4,35

4,46

4,58

4,70

4,83

4,96

5,10

5,24



1,1

5,38

5,53

5,69

5,86

6,04

6,23

6,43

6,64

6,85

7,07



1,2

7,3

7,54

7,8

8,1

8,4

8,7

9,

9,4

9,8

10,3



1,3

10,8

11,3

12,

12,7

13,4

14,1

14,9

15,9

16,

17,2



1,4

19,4

20,6

22,

23,4

25,

27,

29,2

31,4

33,7

36,



1,5

38,5

40,6

42,9

45,2

47,6

50,

53,

56,5

60,

63,5



 1,6

67,

71,

76,

81,

86,5

93,

100,

107,

114,0

122,



1,7

130,

140,

150,

160,

170,

180,

190,

200,

210,

220,



1,8

230,

240,

250,

260,

270,

280,

290,

300,

312,

325,



1,9

340,

355,

370,

385,

405,

425,

450,

510,

570,

630,



2,

700,

770,

845,

920,

1000

1080

1160

1240

1380

1400



2,1

1480

1560

1640

1720

1800

1880

1960

2040

2120

2200



2,2

2280

2360

2440

2520

2600

2680

2760

2840

2920

3000




Таблица 9

Характеристика намагничивания

холоднокатаных    электротехнических сталей 2011,2013



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

,6

,70

,705

,71

,72

,73

,74

,74

,75

,76

,77



,7

,78

,79

,80

,81

,82

,83

,84

,85

,86

,87



,8

,88

,89

,90

,91

,92

,93

,94

,95

,96

,97



,9

,99

1,00

1,01

1,02

1,03

1,04

1,05

1,06

1,07

1,08



1,

1,09

1,11

1,13

1,14

1,15

1,17

1,18

1,20

1,21

1,23



1,1

1,25

1,26

1,27

1,28

1,29

1,32

1,33

1,34

1,36

1,38



1,2

1,41

1,46

1,52

1,58

1,64

1,70

1,76

1,82

1,88

1,94



1,3

2,00

2,10

2,20

2,30

2,40

2,50

2,60

2,70

2,80

2,90



1,4

3,00

3,20

3,50

3,80

4,10

4,30

4,60

5,00

5,40

5,80



1,5

6,20

6,70

7,80

8,90

10,00

11,30

12,40

13,50

14,60

15,80



1,6

17,00

18,60

20,20

21,80

23,40

25,00

27,00

28,00

30,00

32,00



1,7

34,00

37,00

40,00

43,00

47,00

50,00

54,00

58,00

62,00

66,00



1,8

70,00

75,00

80,00

85,00

92,00

100,

106,

112,

118,

124,



1,9

130,

136,

142,

148,

156,

165,

173,

181,

189,

198,



2,

207,

226,

244,

263,

281,

300,

360,

420,

480,

540,



2,1

600,

670,

740,

810,

880,

950,

1020

1090

1160

1230



2,2

1300

1380

1460

1540

1620

1700

1780

1860

1940

2020



2,3

2100

2180

2260

2340

2420

2500

2580

2660

2740

2820



2,4

2900

2980



3060

3140

3220

3300

3380

3460

3540

3620


Таблица 10

Характеристика намагничивания

холоднокатаных    электротехнических сталей  2311,2312



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

,6

,86

,87

,88

,89

,90

,91

,92

,93

,94

,95



,7

,96

,99

1,03

1,08

1,13

1,18

1,22

1,26

1,31

1,35



,8

1,40

1,45

1,50

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

1,80

1,85



,9

1,90

1,95

2,00

2,05

2,10

2,15

2,20

2,25

2,30

2,35



1,

2,40

2,46

2,52

2,58

2,64

2,70

2,76

2,82

2,88

2,94



1,1

3,00

3,10

3,20

3,30

3,40

3,50

3,60

3,70

3,80

3,90



1,2

4,00

4,10

4,20

4,30

4,40

4,60

4,70

4,80

5,00

5,20



1,3

5,50

5,80

6,10

6,50

6,90

7,30

7,80

8,30

8,80

9,40



1,4

10,

10,6

11,2

11,8

12,4

13,

13,6

14,2

14,8

15,4



1,5

16,

17,5

19,

20,5

22,

23,5

25,

27,

29,

31,



1,6

34,

36,

38,

41,

44,0

47,

53,

59,

65,

71,



1,7

77,

82,

89,

94,

100,

106,

111,

117,

122,

128,



1,8

134,

140,

146,

152,

158,

164,

170,

176,

182,

188,



1,9

194,

200,

218,

237,

257,

278,

300,

322,

344,

366,



2,

388,

410,

434,

460,

480,

521,

577,

597,

641,

689,



2,1

740,

800,

860,

920,

980,

1050

1120

1200

1280

1360



2,2

1440

1520

1600

1680

1760

1840

1920

2000

2080

2160



2,3

2240

2320

2400

2480

2560

2640

2720

280

2880

2960



2,4

3040

3120

3200

3280

3360

3440

3520

3600

3680

3760




Таблица 11

Характеристика намагничивания

холоднокатаных    электротехнических сталей 2411,2412,2413



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

,4

,67

,68

,69

,70

,71

,72

,73

,74

,75

,76



,5

,77

,78

,79

,80

,81

,83

,84

,86

,87

,89



,6

,90

,92

,92

,96

,97

,99

1,01

1,03

1,05

1,07



,7

1,09

1,11

1,13

1,15

1,17

1,19

1,22

1,24

1,27

1,30



,8

1,33

1,25

1,38

1,41

1,44

1,47

1,50

1,54

1,58

1,62



,9

1,66

1,70

1,74

1,79

1,84

1,87

1,94

1,99

2,05

2,11



1,

2,17

2,23

2,30

2,37

2,44

2,52

2,60

2,69

2,77

2,86



1,1

2,95

3,04

3,14

3,24

3,34

3,44

3,55

3,66

3,77

3,88



1,2

3,99

4,11

4,23

4,35

4,47

4,60

4,73

4,86

5,00

5,40



1,3

5,85

6,30

6,80

7,35

7,95

8,60

9,30

10,

10,7

11,5



1,4

12,3

13,2

14,2

15,2

16,3

17,5

18,7

20,1

21,6

23,2



1,5

25,

26,8

28,7

30,8

33,

35,4

38,

40,9

43,8

47,



1,6

50,

53,8

57,6

62,

66,5

71,2

76,5

82,

88,

94,



1,7

100,

105,

110,

115,

120,

125,

131,

137,

143,

149,



1,8

156,

162,

168,

175,

183,

191,

200,

209,

219,

229,



1,9

239,

250,

262,

274,

287,

300,

320,

360,

420,

500,



2,

590,

680,

770,

860,

950,

1040

1130

1220

1310

1400



2,1

1490

1580

1670

1760

1850

1940

2030

2120

2210

2300



2,2

2390

2480

2580

2660

2750

2840

2930

3020

3110

3200




Таблица 12

Характеристика намагничивания

холоднокатаной текстурованной   электротехнической стали 3411,3412



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

Н,А/м ×102

1,

1,70

1,75

1,80

1,85

1,90

1,90

2,00

2,00

2,10

2,10



1,1

2,20

2,20

2,30

2,35

2,40

2,40

2,50

2,60

2,60

2,70



1,2

2,80

2,90

3,00

3,10

3,20

3,20

3,30

3,40

3,50

3,60



1,3

3,70

3,80

4,00

4,10

4,20

4,30

4,50

4,60

4,70

4,80



1,4

5,00

5,20

5,40

5,60

5,80

6,00

6,20

6,40

6,60

6,80



1,5

7,00

7,30

7,60

7,90

8,20

8,50

8,80

9,10

9,40

9,70



1,6

10,

11,

12,

13,

14,

15,

16,

17,

18,

19,



1,7

20,

21,

22,

23,

34,

25,

28,

31,

34,

37,



1,8

40,

43,

46,

50,

54,

59,

65,

71,

78,

85,



1,9

92,

100,

112,

130,

155,

190,

225,

260,

300,

350,



2,

400,

450,

500,

550,

600,

660,0  

730,0 

815,0 

890,0    

980,

     


Таблица 13

Характеристика намагничивания холоднокатаных

текстурованных электротехнических сталей 3413,3414



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

H,A/м ×102

,6

,81

,83

,85

,97

,89

,91

,93

,95

,97

,99



,7

1,1

1,12

1,14

1,16

1,18

1,20

1,22

1,24

1,26

1,28



,8

1,3

1,32

1,34

1,36

1,38

1,4

1,42

1,44

1,46

1,49



,9

1,52

1,55

1,58

1,61

1,64

1,67

1,70

1,73

1,76

1,79



1,

1,82

1,85

1,88

1,92

1,95

1,98

2,01

2,04

2,07

2,10





Окончание табл. 13



В,Тл

,00

,01

,02

,03

,04

,05

,06

,07

,08

,09

H,A/м ×102

1,1

2,13

2,16

2,19

2,22

2,25

2,28

2,31

2,34

2,37

2,40



1,2

2,43

2,46

2,49

2,52

2,55

2,58

2,61

2,64

2,67

2,71



1,3

2,75

2,78

2,83

2,87

2,91

2,95

3,00

3,05

3,10

3,15



1,4

3,2

3,26

3,32

3,38

3,44

3,50

3,58

3,66

3,74

3,82



1,5

3,9

4,02

4,14

4,26

4,38

4,50

4,64

4,78

4,92

5,06



1,6

5,20

5,44

5,66

5,88

6,10

6,32

6,65

6,98

7,32

7,66



1,7

8,00

8,40

8,90

9,40

9,90

10,40

11,32

12,24

13,16

14,08



1,8

15,

15,42

17,

19,22

21,44

23,66

25,88

28,20

30,8

34,5



1,9

38,25

42,

46,

52,

58,

70,

82,

94,

109,

134,



2,

160,

200,

250,

300,

-

-

-

-

-

-
    продолжение
--PAGE_BREAK--