Таблица 1 – Расчет размеров паза

Наименование	Материал	Размер, мм	Число слоев	Общий размер, мм
Проводник	Медь ПММ	10х2,24	1/8	10/17,92
Витковая изоляция	Провод ПЭТВЛСД	0,16/0,16	2/16	0,32/2,56
Корпусная изоляция	Стеклослюдинитовая лента	0,08/0,08	16/32	1,28/2,56
Покровная изоляция	Стеклолента	0,1/0,1	2/4	0,2/0,4
Прокладки на дно, между катушками и под клин	Стеклотекстолит	-/0,35	-/4	-/1,4
Клин	Стеклотекстолит	-/5	-/1	-/5
Зазор на укладку	-	0,25/0,20	-	0,25/0,20
Расшихтовка	-	0,15/-	-	0,15/-
И т о г о				b_п/h_z = 12,2/30,04

Удельная магнитная проводимость паза определим по формуле:

(53)

где ℓ_S – длина лобовых частей обмотки якоря, определяется по формуле:

ℓ_S = 1,2…1,3t. (54)

Подставляя численные значения, получаем:

ℓ_S = 1,2×44 = 52,8 см.

Тогда подставляя численные значения в (53), получаем:

Средняя величина реактивной ЭДС за период коммутации будет:

(55)

Подставляя численные значения, получаем:

Шаг по коллектору, равный результирующему шагу по элементарным пазам Z_э = К, определяется так:

Для улучшения коммутации и уменьшения расхода меди обмотки якоря ТЭД выполняют укороченными.

Шаг по реальным пазам

(56)

где e_п – пазовое укорочение шага.

Подставляя численные значения, получаем:

Первый частичный шаг по элементарным пазам

(57)

Подставляя численные значения, получаем:

Второй частичный шаг по элементарным пазам

(58)

Подставляя численные значения, получаем:

Сопротивление обмотки якоря при 20° С

(59)

где r – удельное электрическое сопротивление меди при 20° С,

r = 0,0175 Ом×мм²/м;

Sl_a – суммарная длина проводников одной параллельной ветви обмотки,

которая определяется по формуле:

(60)

где ℓ_п – полная длина одного проводника обмотки, которая определяется по

формуле:

(61)

Таким образом,

Тогда подставляя численные значения в (60) и (59), получаем:

Шаг уравнительных соединений в коллекторных делениях:

у_кр = К/р = 248/2 = 124.

Площадь сечения уравнителя определим по следующей формуле:

S_у = 0,3…0,35×S_а. (62)

Подставляя численные значения, получаем:

S_у = 0,3×22,04 = 6,61 мм².

Толщину проводника уравнителя принимаем равной толщине проводника обмотки якоря, что упрощает соединение уравнителя с коллектором.

2.1 Расчет коллекторно-щеточного узла

Число щёткодержателей обычно равно числу главных полюсов.

Контактная площадь щёток одного щёткодержателя

(63)

где j_щ – допускаемая плотность тока под щёткой, А/см².

В зависимости от типа и характеристик щёток

j_щ = 9 ¸ 18 А/см². (64)

По рекомендациям, выбираем щётку марки ЭГ74АФ. Допускаемое давление на щётку 15 ¸ 21 кПа, падение напряжения 2,3 В, j_щ = 15 А/см². Тогда

Наиболее важно правильно выбрать ширину щётки, которая влияет на ширину зоны коммутации, а последняя на степень использования активного слоя машины.

Из практики электромашиностроения установлено, что приемлемая величина щёточного перекрытия

(65)

где b_щ – ширина щётки, мм.

Отсюда

b_щ = g×t_к. (66)

Обычно для тяговых двигателей

g = 2,5 ¸ 6. (67)

Принимаем g = 4, тогда

b_щ = 4×4 = 16 мм.

Принимаем b_щ = 16 мм.

Ширину зоны коммутации определяют по известной формуле

(68)

где e_к – укорочение обмотки в коллекторных делениях;

t¢_к – коллекторное деление, пересчитанное на окружность якоря, мм,

(69)

(70)

Подставляя численные значения, получаем:

Тогда подставляя численные значения в (68), получаем:

Максимально допустимая ширина щётки

(71)

Выполняем щётку разрезной; принимаем стандартную ширину щётки по ГОСТ 12232-89; b_щ = 2´25 мм.

Общая длина щёток одного щёткодержателя

(72)

Для уменьшения инерционности щёток, их чувствительности к вибрациям и геометрии коллектора щётки следует принимать меньшей длины и массы, поэтому их делят по длине на N_щ щёток. Принимаем N_щ = 2.

Намечаемая длина щётки

(73)

По ГОСТ 12232-89 принимаем ℓ_щ = 60 мм.

Плотность тока в щётке

(74)

Подставляя численные значения, получаем:

Полученная величина плотности тока в щётке входит в заданный диапазон для выбранной марки щётки, т. е. выбранная марка щётки удовлетворяет условию по коммутации.

Рабочая длина коллектора

(75)

где ℓ₁ – толщина перемычки щёткодержателя между “окнами” щёток, ℓ₁ = 4 мм;

r_кр – радиус закругления краёв рабочей поверхности коллектора, r_кр = 2 мм;

ℓ₂ – допуск на осевое перемещение якоря, ℓ₂ = 2 мм;

Подставляя численные значения, получаем:

Достаточность рабочей длины коллектора для его охлаждения оценивается по эмпирической формуле без учёта механических потерь

(76)

Подставляя численные значения, получаем:

Остальные размеры коллектора: ширину канавки у петушков для выхода шлифовального круга и фрезы для продорожки ℓ_кн и ширину петушков коллектора ℓ_пт принимают по опыту проектирования ТЭД: ℓ_кн = 10 мм; ℓ_пт = 20 мм.

Тогда общая длина коллекторных пластин

L_ко = L_к + ℓ_кн + ℓ_пт, (77)

Подставляя численные значения, получаем:

L_ко = 156 +10 + 20 = 186 мм.

2.4 Разборка эскиза магнитной цепи

Основной магнитный поток, с целью проверки правильности расчёта, определяем по двум формулам:

Ф_{д дл} = a_t×B_d×t×ℓ_а×10^-4; (78)

(79)

Обычно Е_{д дл} = (0,95 ¸ 0,96)×U_{д дл}.

Подставляя численные значения, получаем:

Сердечник якоря.

Принимаем восьмигранную форму остова, 2р = 4.

Эффективная высота сечения сердечника (ярма) якоря

(80)

где К_с – коэффициент заполнения сердечника сталью, учитывающий изоляцию

между листами сердечника якоря; К_с = 0,97;

В_а – индукция в сердечнике якоря, В_а = 1,5Тл.

Подставляя численные значения, получаем:

Так как в сердечнике якоря имеются вентиляционные каналы, поэтому конструктивная высота сердечника якоря будет больше в радиальном направлении на величину, определяемую по эмпирической формуле:

(81)

где d_к – диаметр вентиляционных каналов, d_к = 3 см;

m_к – число рядов каналов; m_к = 3.

Подставляя численные значения, получаем:

Каналы размещают в шахматном порядке с шагом внешнего ряда 9 см.

Внутренний диаметр сердечника якоря

(82)

Подставляя численные значения, получаем:

Так как D_а = 56 см, то, руководствуясь рекомендациями, втулку якоря не применяем.

Воздушный зазор под главными полюсами машины.

Этот размер оказывает большое влияние на эксплуатационные характеристики двигателя.

Воздушный зазор под серединой полюса

d₀ = (0,012 ¸ 0,015)×D_a; (83)

Подставляя численные значения, получаем:

d₀ = 0,012×560 = 8,4 мм.

При эксцентричном воздушном зазоре эквивалентный зазор d_э связан с зазорами под серединой полюса d₀ и под краем d_кр зависимостью:

(84)

Задаёмся отношением откуда

d_кр = 2×8,4 = 16,8 мм,

Тогда подставляя численные значения, получаем:

Сердечник главного полюса.

Считаем, что действительная полюсная дуга b_p равна расчётной b_d. Следовательно

b_p = a_t×t, (85)

Подставляя численные значения, получаем:

b_p = 0,62×44 = 27,3 мм.

Площадь сечения сердечника полюса

(86)

где В_т – индукция в сердечнике полюса, В_т = 1,7 Тл;

s – коэффициент рассеивания поля главных полюсов, s = 1,1.

Подставляя численные значения, получаем:

Ширина сердечника полюса

(87)

где К¢_с – коэффициент заполнения сердечника полюса сталью, К¢_с = 0,97;

Подставляя численные значения, получаем:

Для того, чтобы катушка главного полюса не касалась сердечника якоря, принимаем высоту выступа D = 0,5 см.

Индукция в роге сердечника должна быть

В_рог £ 2 ¸ 2,2 Тл. (88)

(89)

где bc, ab – отрезки;;

Подставляя численные значения, получаем:

Ширина опорной полочки для катушки

b_оп = (0,15 ¸ 0,2)×b_т, (90)

Подставляя численные значения, получаем:

b_оп = 0,2×18,3 = 3,7 см.

Высота сердечника полюса

h_т = (0,2 ¸ 0,25)×t, (91)

Подставляя численные значения, получаем:

h_т = 0,2×44 = 8,8 см.

Станина (остов) двигателя.

Принимаем восьмигранную форму остова. Наибольшая ширина остова

В_д_max £ 2×Ц - d¢_о + 2×t_ст – 1, (92)

где t_ст – подрез остова в месте расположения МОП, t_ст = 2,5 см;

Подставляя численные значения, получаем:

В_д_max = 2×59 – 23,5 + 2×2,5 – 1 = 98,5 см.

Длина утолщённой части остова принимается наименьшей из значений

ℓ_ст = ℓ_а +0,8×t, (93)

ℓ_ст = 2,3×ℓ_а, (94)

Подставляя численные значения, получаем:

ℓ_ст = 44 + 0,8×44 = 79,2 см,

ℓ_ст = 2,3×44 = 101,2 см.

Принимаем ℓ_ст = 79,2 см.

Площадь поперечного сечения станины

(95)

где В_ст – индукция в станине, В_ст = 1,55 Тл;

Подставляя численные значения, получаем:

Толщину станины в месте расположения главных полюсов h¢_ст делают больше, чем под добавочными – h²_ст, так как по остову у главных полюсов замыкается не только основной поток, но и поток рассеяния.

Таким образом

(96)

Подставляя численные значения, получаем:

(97)

Подставляя численные значения, получаем:

Проверяем размер В_д.

В_д = D_a + 2×(d₀×10^-1 + h_т + h_ст), (98)

Подставляя численные значения, получаем:

В_д = 56 + 2×(0,84 + 8,8 + 6) = 87,3 см.

Затылок сердечника полюса, стыкующийся с остовом, очерчивают радиусом, равным

(99)

Высоту приливов остова h¢_т, растачиваемых под сердечником главных полюсов, принимаем равной 1 см. На внутренних гранях остова, расположенных под углом 45° к горизонтальной оси машины, размещаются добавочные полюса.

Ширина площадки для установки добавочных полюсов

С = (0,14 ¸ 0,15)×В_д, (100)

Подставляя численные значения, получаем:

С = 0,14×87,3 = 13 см.

Таким образом, определены все размеры полюсного окна.

2.5 Расчёт магнитных напряжений участков магнитной цепи

Воздушный зазор. Выбору размеров и формы воздушного зазора под главным полюсом придаётся при проектировании особое значение. От правильности этого выбора зависят потенциальная и коммутационная устойчивость двигателя, вероятность возникновения кругового огня на коллекторе, электромеханические характеристики, габариты, масса ТЭД и др.

Повышенная потенциальная напряжённость, т. е. наличие больших межламельных напряжений, – одна из причин возникновения круговых огней на коллекторе. Величина допустимого максимального напряжения (при толщине изоляции между пластинами D_из = (0,8 ¸ 1,2) мм)

е_к_max £ (35 ¸ 40)×В_d, (101)

Задаёмся е_к_max = 35 В. Потенциальную устойчивость ТЭД следует обеспечить при самом тяжёлом режиме работы, соответствующем конструкционной скорости V_max, максимальному напряжению на двигателе U_д_max и минимальному коэффициенту ослабления возбуждения a_min. При этом режиме искажающее действие поперечной реакции якоря на распределение индукции под главными полюсами максимально. Снизить неравномерность этого распределения можно путём увеличения воздушного зазора, однако при этом для сохранения требуемого магнитного потока возрастает МДС обмотки главных полюсов. Более рациональное решение – это выполнить воздушный зазор, расходящимся от центра полюсного наконечника к его краю. Тем самым увеличивается магнитное сопротивление по мере приближения к краю полюсного наконечника.

Так как поперечная реакция якоря нарастает от середины полюса к его краям, то увеличение зазора, а следовательно, и магнитного сопротивления по мере приближения к краю полюса, будет ослаблять искажающее действие реакции якоря.

Из технологических соображений чаще используют эксцентричный зазор, при котором радиус расточки наконечников полюсов выбирают больше радиуса якоря.

Такой зазор характеризуется соотношением размеров зазора у края полюса d_кр и под его серединой d₀.

Максимально допустимый коэффициент искажения поля

(102)

Подставляя численные значения, получаем:

По графику 2.6, находим значение коэффициента устойчивости поля К_у = 0,7.

Определяем МДС в воздушном зазоре

(103)

где К_v – коэффициент регулирования скорости тепловоза при полном использова-

ния мощности тепловоза;

(104)

Подставляя численные значения, получаем:

Тогда

Определяем эквивалентный воздушный зазор с учётом коэффициента воздушного зазора К_d_э, учитывающего зубчатое строение якоря:

(105)

Подставляя численные значения, получаем:

Находим действительный эквивалентный воздушный зазор d_э, учитывая, что он связан с полученным расчётным значением d¢_э соотношением

d¢_э = К_d_э×d_э, (106)

где К_d_э – коэффициент воздушного зазора;

(107)

где

b_z₁ = t₁+ b_п, (108)

Подставляя численные значения, получаем:

b_z1 = 28 –12,2 = 15,8 мм,

Подставив выражение (107) в (106), получим

(109)

Отсюда приходим к квадратному уравнению относительно d_э:

(110)

корни которого равны

(111)

Подставляя численные значения, получаем:

Определяем зазор под центром сердечника

(112)

Коэффициент К_э определяем по графику 2.5 в функции d_кр / d₀, К_э = 1,52.

Определяем зазор под краем сердечника полюса

(113)

Подставляя численные значения, получаем:

Площадь воздушного зазора

(114)

Подставляя численные значения, получаем:

Зубцовая зона. Расчёт выполняем по магнитной индукции, определяемой в расчётном сечении зубца, отстоящем от его основания на 1/3 высоты:

(115)

где b_Z_1/3 – ширина зубца на высоте 1/3 от его основания, которая определяется

по формуле:

(116)

Подставляя численные значения, получаем:

Подставляя численные значения в (115), получаем:

Так как = 2 Тл > 1,8 Тл, то считается, что магнитный поток проходит как по зубцам, так и частично по пазам. Полученная в этом случае индукция является кажущейся, а действительное ее значение определяется с учетом ответвления магнитного потока в паз. Величина этого ответвления зависит от насыщения зубцового слоя и от соотношения размеров по ширине зубца и паза, что определяется коэффициентом формы зубца якоря:

(117)

Подставляя численные значения, получаем:

Тогда действительная индукция в зубце будет:

(118)

где m₀ – магнитная постоянная, m₀ = 1,25 Гн/см.

определяют по полученному ранее значению индукции по кривой намагничивания для выбранной марки электротехнической стали, которая представлена в табличной форме в приложении 4,, = 400 А/см.

Тогда

Находим магнитное напряжение в зубце

(119)

Подставляя численные значения, получаем:

Площадь сечения зубцового слоя

(120)

Подставляя численные значения, получаем:

Сердечник якоря. Для принятого ранее значения индукции в сердечнике якоря В_а по кривым намагничивания, приведенным в приложении 4,, находим напряжённость магнитного поля Н_а.

Магнитное напряжение в сердечнике якоря

F_a = H_a×L_a, (121)

где L_a – длина средней силовой линии в сердечнике якоря, определяется по

формуле:

(122)

Подставляя численные значения, получаем:

По приложению 4,, для стали 1312 находим Н_а = 14 А/см. Тогда

F_a = 14×19,6 = 274,4 А.

Сердечник главного полюса обычно изготавливают наборным из штампованных листов малоуглеродистой стали Ст2.

Для принятого ранее значения индукции в сердечнике полюса по кривым намагничивания (приложение 4) находим напряженность магнитного поля Н_т = 70,5 А/см.

Магнитное напряжение в сердечнике полюса определяется по формуле:

F_т = Н_т×h_т, (123)

где h_т – предварительно принятая ранее высота полюса, 8,8 см.

Тогда подставляя численные значения, получаем:

F_т = 70,5×8,8 = 620,4 А.

Станина двигателя обычно выполняют литым из стали 25 Л.

Для принятого ранее значения индукции в станине В_ст по кривым намагничивания (приложение 4) находим напряженность магнитного поля Н_ст = 39 А/см.

Магнитное напряжение в сердечнике полюса определим по следующей формуле:

F_ст = Н_ст×L_ст, (124)

где L_ст – длина средней силовой магнитной линии в станине, определяется

по формуле:

L_ст = 0,65…0,75×t. (125)

Подставляя численные значения, получаем:

L_ст = 0,7×44 = 30,8 см.

Тогда подставляя численные значения в (124), получаем:

F_ст = 39×30,8 = 1201,2 А.

Общая МДС магнитной цепи определяется по формуле:

F_о.дл.= F_d + F_z + F_a + F_т+ F_ст. (126)

Подставляя численные значения, получаем:

F_о.дл. = 1216+274,4+620,4+1201,2+7258 = 10600 А.

В правильно рассчитанном двигателе коэффициент насыщения в продолжительном режиме должен быть:

к_н = F_о.дл. /F_d = 1,5…2,0. (127)

Подставляя численные значения, получаем:

к_н = 10600/7258 = 1,5.

Расчет размагничивающего действия реакции якоря производим по методу А.Б.Иоффе.

Для компенсации размагничивающего действия реакции якоря соответствующая МДС определяется по формуле:

=к_р×F_ря, (128)

где к_р – коэффициент размагничивания, к_р = 0,15;

F_ря – реакция якоря, определяется по следующей формуле:

(129)

Подставляя численные значения, получаем:

Тогда подставляя численные данные в (128), получаем:

Результаты расчета магнитной цепи для продолжительного режима целесообразно свести в таблицу 2.

Таблица 2 – Расчет магнитной цепи для продолжительного режима

Участок магнитной цепи	Длина участка, см	Площадь сечения, м²	Индукция, Тл	Напря-женность, А/см	МДС участка, А
Воздушный зазор	0,84	0,12	0,99	8641	7258
Зубцовая зона	30,04	0,06	1,96	400	1216
Сердечник якоря	19,6	0,197	1,5	14	274,4
Сердечник полюса	8,8	0,078	1,7	70,5	620,4
Станина	30,8	4,26	1,55	39	1201,2
МДС при холостом ходе					10600
Размагничивающая сила реакции якоря					1284
МДС при нагрузке					11884

2.6 Расчет главных полюсов, коммутации и добавочных полюсов

Требуемое число витков катушки главных полюсов определим по формуле:

W_в = F_вдл. /I_вдл. (130)

Подставляя численные значения, получаем:

W_в = 11884/550 = 22.

Поперечное сечение меди катушки определим по следующей формуле:

S_в= I_в.дл./j_в, (131)

где j_в – плотность тока в проводниках обмотки, принимаем 6 А/мм².

Тогда подставляя численные значения, получаем:

S_в = 550/6 = 92 мм².

Средняя величина реактивной ЭДС за цикл коммутации в продолжительном режиме определяется по формуле:

e_r._ср_. = 2W_c×A×ℓ_a×u_а_._дл_.×l_п×10^-6. (132)

Подставляя численные значения, получаем:

e_r_.ср. = 2×1×389×44×18×2,68×10^-6 = 1,65 В < 6 В.

Длину сердечника добавочного полюса принимаем равной длине сердечника якоря, ℓ_а = ℓ_т.д. = 44 см.

Коммутирующая ЭДС как ЭДС вращения определяется по формуле:

е_к = 2W_c×В_к×ℓ_a×u_а.дл.×10^-2, (133)

где В_к – индукция в зоне коммутации.

Исходя из условия, что е_к = е_r_.ср., определяем В_к:

(134)

Подставляя численные значения, получаем:

Магнитный поток в зоне коммутации определим по формуле:

Ф_к = В_к×ℓ_а×b_d_д×10^-4, (135)

где b_d_д – расчетная дуга наконечника добавочного полюса, определяется

по формуле:

b_d_д = b_д+ 2…3×d_д, (136)

b_д – ширина наконечника добавочного полюса, принимаем

b_д = 1,1…1,5×t₁ = 1,3×2,8 = 3,64 см.

d_д– воздушный зазор под добавочным полюсом со стороны якоря,

d_д = d_о +1…3 мм = 7 + 2 = 9 мм.

Подставляя численные значения в (136), получаем:

b_d_д = 3,64 + 2,5×9 = 5,89 см.

Тогда магнитный поток в зоне коммутации будет:

Ф_к = 0,104×44×5,89×10^-4 = 0,0027 Вб.

Магнитный поток в сердечнике полюса определим по формуле:

Ф_тд = Ф_к + Ф_d_д, (137)

где Ф_d_д – магнитный поток рассеяния добавочного полюса.

Коммутирующий магнитный поток Ф_к значительно меньше магнитного потока в сердечнике полюса

Ф_тд = s_д×Ф_к, (138)

где s_д – коэффициент рассеяния добавочного полюса, принимаем s_д = 3.

Подставляя численные значения, получаем:

Ф_тд = 3×0,027 = 0,081 Вб.

Тогда из выражения (137) выразим магнитный поток рассеяния добавочного полюса Ф_d_д:

Ф_d_д = Ф_тд – Ф_к = 0,081 – 0,027 = 0,054 Вб.

Индукцию в сердечнике полюса при номинальном токе продолжительного режима принимаем В_тд = 0,6 Тл.

Ширина сердечника добавочного полюса будет:

(139)

Подставляя численные значения, получаем:

Для снижения вероятности возникновения кругового огня на коллекторе при резких бросках тока у добавочных полюсов предусматривают второй воздушный зазор со стороны, выполненный с помощью немагнитных прокладок. Величина этого зазора принимаем d_д’ = 0,3…0,5×d_д = 0,4×9 = 3,6 мм.

МДС на один полюс определим по следующей формуле:

(140)

Тогда подставляя численные значения, получаем:

Число витков катушки добавочного полюса определим по формуле:

(141)

Подставляя численные значения, получаем:

Степень компенсации поля реакции якоря будет:

(142)

Подставляя численные значения, получаем:

Площадь сечения проводника катушки добавочного полюса определим по следующей формуле:

(143)

где j_д – допустимая плотность тока, принимаем j_д = 5 А/мм².

Подставляя численные значения, получаем:

2.7 Определение коэффициента полезного действия при

длительном режиме

Коэффициент полезного действия тягового двигателя в длительном режиме определяется по следующей формуле:

(144)

где åDР_д – сумма потерь в двигателе.

Потери в меди обмоток якоря, главных и добавочных полюсов определяют при температуре обмоток t_г^°=115°С по следующей формуле:

(145)

где r_at, r_гп_t, r_дп_t – соответственно сопротивления обмоток якоря, главных и

добавочных полюсов при t_г^°=115°С, которые рассчитываются

по следующей формуле:

(146)

где r_it – сопротивление i-той обмотки при температуре t_г^°=115°С;

r_ix – сопротивление i-той обмотки при температуре t_г^°= 20°С, берем по

двигателю-аналогу r_а_t = 0,013 Ом, r_гп_t = 0,0105 Ом, r_дп_t = 0,00821 Ом;

a_о – температурный коэффициент меди при 0°С, принимаем a_о = 1/235.

Подставляя численные значения, получаем:

Тогда подставляя численные данные в (145), получаем:

Магнитные потери при холостом ходе (потери в стали).

Основные потери в стали, состоят из потерь на гистерезис и вихревые токи, которые определяются по следующей формуле:

(147)

где к_х – коэффициент потерь в стали, зависящий от ее марки, принимаем 2,3;

p_Z, p_a – соответственно удельные потери в зубцах и сердечнике якоря,

определяются по следующим формулам:

(148)

(149)

Подставляя численные значения, получаем:

m_Z, m_а – соответственно масса стали зубцов и сердечника якоря, определяются

по следующим формулам:

(150)

(151)

где g_с – плотность стали, принимаем g = 7,85 г/см³;

b_Z_½ - ширина зубца на высоте ½ от основания, определяется по формуле:

Подставляя численные значения, получаем:

Тогда подставляя численные значения в (150) и (151), получаем:

Таким образом, магнитные потери в стали будут:

Добавочные потери при нагрузке включают в себя: потери в меди и потери в стали, вызванные искажением магнитного поля реакцией якоря.

Добавочные потери при нагрузке определим по следующей формуле:

DР_доб = к_доб×DР_ст, (152)

где к_доб – коэффициент добавочных потерь, принимаем по таблице 3.1 в

зависимости от тока двигателя по отношению к номинальному

значению. Так как I_д/I_д.дл = 1, то к_доб = 0,3.

Подставляя численные значения, получаем:

DР_доб = 0,3×641 = 192,3 Вт.

Потери в переходных контактах щеток определим по следующей формуле:

DР_щ = DU×I_д,

где DU_щ – падение напряжения в переходных контактах щеток, принимаем в

зависимости от марки щеток. Для щетки ЭГ74АФ: DU_щ = 2,3 В.

Подставляя численные значения, получаем:

DР_щ = 2,3×550 = 1265 Вт.

Механические потери:

1)потери в подшипниках и на трение якоря о воздух определяется по следующей формуле:

(153)

Подставляя численные значения, получаем:

2)потери на трение щеток с коллектором определяется по формуле:

DР_к = 100×åS_щ×F_щ×f_тр×u_к×2р_щ, (154)

где åS_щ – общая площадь прилегания щеток к коллектору;

F_щ – удельное давление на щетки, принимаем F_щ = 0,035 МПа;

f_тр – коэффициент трения щеток по коллектору, принимаем f_тр = 0,15;

u_к – окружная скорость коллектора.

Подставляя численные значения, получаем:

DР_к = 100×18,3×0,035×10⁶×0,15×53×4 = 2037 Вт.

Сумма потерь в двигателе будет:

åDР_д = DР_м+ DР_ст+ DР_доб+ DР_щ+ DР_тр+ DР_к. (155)

Подставляя численные значения, получаем:

åDР_д = 12917+641+192,3+1265+0,63+2037 = 17053 Вт.

Тогда коэффициент полезного действия тягового двигателя будет:

3 РАСЧЕТ И ПОСТРОЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ,

СИНХРОННОГО ГЕНЕРАТОРА И ТЕПЛОВОЗА

3.1 Внешняя характеристика генератора

Внешняя характеристика генератора U_г = f(I_г) имеет вид гиперболы и строиться по трем точкам с координатами:

I_г._min, U_г._max; I_г.дл, U_г.дл; I_г._max, U_г._min.

Справа и сверху она ограничивается отрезками, соответствующими ограничениями по максимальному току и напряжению генератора.

3.2 Характеристика намагничивания ТЭД

Выполнение расчета магнитной цепи позволило определить значение МДС, необходимой для создания магнитного потока продолжительного режима.

Задаваясь и другими значениями магнитного потока (0,4Ф_д.дл; 0,6Ф_д.дл; 0,8Ф_д.дл; 1,15Ф_д.дл), определим МДС главных полюсов F_о_i, необходимые для проведения указанных потоков по магнитной цепи двигателя.

Расчет сводим в таблицу 3

Таблица 3 – Расчет характеристики намагничивания

Участок магнитной цепи	Размер участка		Ф_д = 0,4×Ф_ддл,Вб			Ф_д = 0,6×Ф_ддл,Вб			Ф_д = 0,8×Ф_ддл,Вб			Ф_д = 1,15×Ф_ддл,Вб
Участок магнитной цепи	поперечное сечение, см²	длина, см	В, Тл	Н, А/см	F, А	В, Тл	Н, А/см	F, А	В, Тл	Н, А/см	F, А	В, Тл	Н, А/см	F, А
Воздушный зазор	0,12	0,84	0,396	3456	2903	0,594	5064	4355	0,792	6751	5806	1,14	9706	8347
Зубцовая зона	0,06	3,004	0,784	50	150	1,176	110	330	1,57	280	841	2,25	570	1712
Сердечник якоря	0,197	19,6	0,6	3,9	76	0,9	9,8	114	1,2	7,7	151	1,725	58	1137
Сердечник полюса	0,078	8,8	0,68	3,4	30	1,02	5,95	52	1,36	13	114	1,96	245	2156
Станина	4,26	30,8	0,62	2,2	68	0,93	4,5	139	1,24	11,8	163	1,78	110	3388
Суммарная намагничивающая сила F₀_i			3227			4990			7275			16740