ID: 44272

Название работы: Система запалювання з новим способом загоряння палива

Категория: Дипломная

Предметная область: Коммуникация, связь, радиоэлектроника и цифровые приборы

Описание: Виконаний вибір головних розмірів і обмотки якоря, розрахунок геометрії магнітопроводу і вибір проводу обмотки якоря, визначення розмірів магнітного кола, розрахунок магнітного кола, розрахунок обмотки збудження, розрахунок колектора і щіток, розрахунок додаткових полюсів, розрахунок втрат

Язык: Украинкский

Дата добавления: 2013-11-13

Размер файла: 3.04 MB

Работу скачали: 6 чел.

Міністерство освіти та науки України

Національний університет "Львівська політехніка"

Кафедра електроприводу та автоматизації промислових установок

ПОЯСНЮВАЛЬНА ЗАПИСКА

до дипломної роботи на тему:

“Система запалювання з новим способом загоряння палива”

Студента групи	ЕКТ – Пикала І.В.

Керівник дипломної роботи		( д. т. н., проф. Маляр А. В.)
Консультанти		( к. е. н., асис. Марієнко М. М. )
	з економічної частини	( к. т. н., доц. Яківенко Я. Я. )
	з охорони праці	(д. т. н., проф. Петренко П. П.)
	з надійності

Завідувач кафедри		д. т. н., проф. Лозинський О.Ю.
	"____" травня 2012 р.

АНОТАЦІЯ

Сторінок –, рисунків – , таблиць –, бібліографічних джерел – 4.

Пикало І.В. Система запалювання з новим способом загоряння палива , 2012 р. Керівник –проф. Маляр А.В.

Виконаний вибір головних розмірів і обмотки якоря, розрахунок геометрії магнітопроводу і вибір проводу обмотки якоря, визначення розмірів магнітного кола, розрахунок магнітного кола, розрахунок обмотки збудження, розрахунок колектора і щіток, розрахунок додаткових полюсів, розрахунок втрат і к.к.д., розрахунок робочих характеристик, тепловий та вентиляційний розрахунок, порівняв вплив електротехнічної сталі головних полюсів та компенсаційної обмотки на робочі характеристики. Ступінь захисту ІР22, конструкційне виконання IM1001.

Двигун загально промислового виконання.

ABSTRACT

Pages – pictures – tables – bibliographic sources - .
Pykalo I.W. System z zapalyuvannya Novi way zagoryannya paliva, 2012 Leader - Prof. Maljar A.W.
Made choice of major size and armature winding, magnetic oregeometry calculation and selection of wire armature winding,determine the size of the magnetic circle, magnetic circlecalculation, the calculation of excitation windings, calculation of the collector and brushes, the calculation of additional poles, the calculation of losses and efficiency, the calculation performance,heat and ventilation calculation compared the impact of majorelectrical steel poles and compensating windings on performance.Degree of protection IP22, structural performance IM1001.
Engine general industrial performance.

ЗМІСТ

ЗМІСТ 3

ПЕРЕЛІК ВЖИТИХ СКОРОЧЕНЬ 5

ВСТУП 6

Розділ 1 Розрахунок двигуна 11

1.1. Вибір головних розмірів і обмотки якоря 8

1.2. РОЗРАХУНОК ГЕОМЕТРІЇ МАГНІТОПРОВОДА І ВИБІР ПРОВОДА ОБМОТКИ ЯКОРЯ 11

1.3. ВИЗНАЧЕННЯ PОЗМIPIВ МАГНIТНОГО КОЛА 15

1.4. РОЗРАХУНОК МАГНІТНОГО КОЛА 16

1.5. РОЗРАХУНОК ОБМОТКИ ЗБУДЖЕННЯ 19

1.6. КОЛЕКТОР І ЩІТКИ 21

1.7. РОЗРАХУНОК ДОДАТКОВИХ ПОЛЮСІВ 23

1.8. ВТРАТИ І ВИДАТНІСТЬ 28

1.9. РОЗРАХУНОК РОБОЧИХ ХАРАКТЕРИСТИК 30

1.10. ЕПЛОВИЙ І ВЕНТИЛЯЦІЙНИЙ РОЗРАХУНКИ 33

Розділ 2 ПОРІВНЯННЯ 41

2.1. ВПЛИВ ЕЛЕКТРОТЕХНІЧНОЇ СТАЛІ СТ3 НА ХАРАКТЕРИСТИКУ МАШИНИ 41

2.2. ВПЛИВ КОМПЕНСАЦІЙНОЇ ОБМОТКИ НА ХАРАКТЕРИСТИКУ МАШИНИ 43

Розділ 3 оХОРОНА ПРАЦІ 45

3.1. Заголовок рівня 2. 45

3.2. Підрозділ рівня 2. 46

Розділ 4 Експериментальні дослідження 47

4.1. Вступ. 47

4.2. Алгоритм функціонування мікроконтролера 47

ПЕРЕЛІК ВИКОРИСТАНОЇ ЛІТЕРАТУРИ 48

ПЕРЕЛІК ВЖИТИХ СКОРОЧЕНЬ

ДВЗ –двигу внутрішнього згоряння

ККД –коефіцієнт корисної дії

ВСТУП

Система запалювання призначена для займання робочої суміші в циліндрах бензинових двигунів внутрішнього згоряння (ДВЗ).
     Розвиток автомобілів спочатку було пов'язано з системою запалювання від магнето, але воно досить швидко було витіснене батарейною системою запалювання, яка в різних варіантах і застосовується на сучасних автомобілях.
     Тенденції розвитку ДВЗ пов'язані з підвищенням їх економічності, зниженням токсичності відпрацьованих газів, зменшенням маси і габаритних розмірів, підвищенням частоти обертання колінчастого вала і ступеня стиснення.
     Це впливає на конструкцію і схемне виконання систем запалювання, не зачіпаючи, однак, основного принципу їх дії - накопичення енергії в магнітному або електричному полі з наступним миттєвим виділенням її в іскровому проміжку свічки в потрібний момент такту стиснення в робочому циліндрі і відповідно до заданого порядком роботи циліндрів двигуна.
     Розряд в іскровому проміжку викликається імпульсом напруги, величина якого залежить від температури і тиску в камері згоряння, конфігурації і розмірів іскрового проміжку. Величина імпульсу повинна забезпечуватися системою запалювання з певним запасом, з урахуванням зносу електродів свічки в експлуатації. Зазвичай коефіцієнт запасу становить 1,5 - 1,8, а величина імпульсу напруги лежить в межах 20 - 30 кВ.
      Процес згоряння робочої суміші розділяється на три фази: початкову, коли формується полум'я, що виникає від іскрового розряду в свічці, основну, кoли полум'я поширюється по більшій частині камери згоряння, і кінцеву, коли полум'я догорає у стінках камери. Цей процес вимагає певного часу.Найбільш повне згоряння робочої суміші досягається своєчасною подачею сигналу на займання, тобто установкою оптимального кута випередження запалювання залежно від режиму роботи двигуна.
     Кут випередження запалювання визначається за кутом повороту колінчастого вала двигуна від моменту виникнення іскри до моменту досягнення поршнем верхньої мертвої точки.
     Якщо кут випередження запалювання більший оптимального, то запалювання раннє. Тиск в камері згоряння при цьому досягає максимуму до досягнення поршнем верхньої мертвої точки і надає протидієвий вплив на поршень. Раннє запалення може стати причиною виникнення детонації. Якщо кут випередження запалювання менше оптимального, запалювання пізніше, в цьому випадку двигун перегрівається.
     На початкову фазу згоряння впливає енергія і тривалість іскрового розряду в свічці. У сучасних системах енергія розряду досягає 50 МДж, а його тривалість 1 - 2,5 мс.

     За способом накопичення енергії розрізняються системи з накопиченням енергії в індуктивності і в ємності. В обох випадках для отримання імпульсу високої напруги використовується котушка запалювання, що представляє собою високовольтний трансформатор, що містить дві обмотки: первинну з малим числом витків і провідникові в частки і одиниці ома і вторинну з великим числом витків і провідникові в одиниці і десятки кОм. Коефіцієнт трансформації котушки лежить в межах 50 -150. Значна кількість енергії, яка потрібна для займання робочої суміші, накопичити в конденсаторі прийнятних розмірів при досить низькій напрузі бортової мережі неможливо. Тому система обладнана високовольтним перетворювачем напруги. Таке ускладнення схеми не дає істотних переваг, тому системи з накопиченням енергії в ємності на автомобілях практично не застосовуються. Принцип роботи схеми характерний для всіх систем запалювання, що встановлюються на автомобілях.
     Вимикач запалювання включає систему в мережу живлення. У деяких системах роль вимикача грають контакти реле, керованого вимикачем запалювання. При обертанні вала двигуна відбувається замикання контактів преривчастого механізму, і струм починає наростати в первинної обмотці котушки запалювання по експоненті.
     В момент, необхідний для подачі іскрового імпульсу на запалювання, трамблер розриває свої контакти, після чого виникає коливальний процес, пов'язаний з обміном енергії між магнітним полем котушки і електричним полем в ємностях. Амплітуда коливань напруги, прикладеної до електродів свічки, наростає по експоненті. Однак інтерес представляє лише перша напівхвиля напруги, тому що якщо її максимальне значення перевищує напругу пробою іскрового проміжку, виникає необхідна для запалювання іскра.Величина залежить від коефіцієнта трансформації котушки запалювання Кт = W2/W1 (W2 і W1 відповідне число витків вторинної та первинної обмоток котушки), величини струму первинної обмотки в момент розриву, а також індуктивності і ємності первинної та вторинної обмотки.
Коефіцієнт Kт враховує втрату енергії в активних опорах первинної і вторинної обмотки, в опорі нагару, шунтуючого іскрового проміжку, а також в сердечнику котушки при його перемагнічуванні. Зазвичай Кт лежить в межах 0,7 - 0,8. Вплив нагару на свічках на іскроутворення значно знижується зі збільшенням швидкості наростання вторинної напруги. У сучасних системах ця швидкість лежить в межах 200 - 700 В / мкс.
     Після пробою іскрового проміжку вторинна напруга різко зменшується. При цьому в іскровому проміжку спочатку іскра має ємнісні фазу, пов'язану з розрядом ємностей на проміжок, а потім індуктивну, під час якої в іскрі виділяється енергія, накопичена в магнітному полі котушки. Ємнісна складова іскри зазвичай короткочасна, дуже яскрава, має блакитнувате світіння. Сила струму в іскрі велика навіть при малій кількості протікає в ній енергії. Індуктивна складова відрізняється значною тривалістю, невеликою силою струму, великою кількістю енергії і неяскравим червонуватим світлом. Про нормальну роботі свідчить і вид іскри між електродами свічки. У справній системі вона має яскраве ядро, оточене полум'ям червонуватого кольору.
    Розподіл запалювання по циліндрах може вироблятися як на високовольтній, так і на низьковольтної стороні. При низьковольтному розподілі кожна котушка запалювання зазвичай обслуговує один, два або чотири циліндри. У першому випадку котушка має два високовольтних виводу (двохвивідною котушка), у другому чотири (четирьохвивідна). Імпульси напруги на обох виходах двохвивідної котушки з'являються одночасно, але один з них подається в циліндр у такті стиснення і виробляє займання робочої суміші, в іншому циліндрі в цей час надлишковий тиск відсутній і виділена в іскрі енергія витрачається вхолосту.Чотирьохвивідна котушка оснащена первинною обмоткою, що складається з двох секцій, які працюють поперемінно. Високовольтні діоди забезпечують поділ ланцюгів, так як високовольтні імпульси такої системи різнополярні. Це є недоліком системи з четирехвивідною котушкою, оскільки, в залежності від полярності імпульсу, пробивну напругу на свічці може відрізнятися на 1,5 - 2 кВ. Котушка може обслуговувати і один циліндр, в цьому випадку вона зазвичай розташовується на свічці.
     В даний час найбільш поширений високовольтний розподіл запалювання, однак розвиток електроніки дозволяє перейти, вірніше повернутися, до низьковольтного розподілу, як, наприклад, на перших автомобілях фірми "Форд", де були 4 переривника і 4 котушки запалювання.
     При однаковому принципі роботи системи запалювання за своїми конструктивними та схемним виконанням поділяються на контактну систему (інакше її називають класичною), контактно-транзисторну і безконтактну електронні системи запалювання.

      Проблема забруднення навколишнього середовища, що виникла разом з цивілізацією і загострюється в міру її розвитку, вимагає в даний час все більшої уваги. Обумовлено це тим, що людство продовжує використовувати як енергоносіїв найбільш доступні і дешеві джерела, тобто вуглеводневе паливо.
     Останнім часом стало ясно, що найбільший внесок у забруднення атмосфери вносять автомобілі. Особливо це стосується великих міст. Крім шкідливого вуглекислого газу (парниковий ефект поки не вважаємо), двигуни внутрішнього згоряння викидають в атмосферу цілий ряд хімічних сполук, наявність яких у вихлопних газах не піддається контролю використовуваними в даний час газоаналізаторами.
    Адже камера згоряння двигуна - це високотемпературний хімічний реактор, заправлений такими реагентами як азот, вуглець, водень, свинець, кисень, сірка та інші.
     За кордоном отримали широке поширення каталітичні нейтралізатори, що використовують властивість металів платинової групи (платина, родій, паладій і т.д.) сприяти доокислення (допалювання) у вихлопній трубі всього того, що не встигло згоріти в камері згоряння. Правда, вони недовговічні, а коштують досить дорого (близько 10% вартості автомобіля). Але залишається відкритим питання, що робити з нашим не дуже "молодим" парком автомобілів, який буде ще експлуатуватися незрозуміло скільки. Із ситуації можливий наступний вихід. Потрібно розробити таку систему запалювання, яка здатна по можливості спалити все в камері згоряння, до того ж підвищивши за рахунок цього економічність двигуна.
      Задачу більш повного згоряння повітряно-паливної суміші у двигунах внутрішнього згоряння в певній мірі вдалося вирішити за допомогою системи запалювання, робота якої заснована на новому способі займання палива [1, 2].
      Як не дивно, сучасні системи запалення паливно-повітряної суміші, що використовуються в поширених марках автомобілів, засновані на тому ж способі займання, що і на початку ери автомобілізму. Це іскровий розряд між електродами свічки запалювання. Опис процесів, що відбуваються в момент займання паливно-повітряної суміші, і самого процесу горіння супроводжуються в літературі, як правило, посиланнями на відсутність єдиної теоретичної моделі цього процесу і різними об'ясненнями його різними авторами. Відомо, що ККД двигуна внутрішнього згоряння залежить від температури газів в камері згоряння, що залежить, в свою чергу, від швидкості згоряння паливно-повітряної суміші. Відповідно, із збільшенням цієї швидкості збільшується ККД двигуна і, як наслідок, зменшується питома витрата палива.
     При розробці нової системи запалювання було зроблено припущення, що збільшити швидкість згоряння паливно-повітряної суміші в камері згоряння можна послабивши ефект "шнурування" плазми, що утворюється між електродами свічки за рахунок протікання в іскровому проміжку постійного струму. Струм в цьому випадку підтримується за рахунок енергії, накопиченої в котушці запалювання. У новій системі використовується принцип накопичення енергії в конденсаторі, що забезпечує в іскровому проміжку свічки запалювання біполярний імпульсний струм.
     Протягом першого періоду коливань напруги на електродах свічки відбувається підготовка суміші та її займання, а протягом наступних - її спалювання. На рис.1 зображено графік зміни напруги на електродах свічки.У двох останніх періодах імпульси напруги мають форму, близьку до прямокутної.



                                                      Рис.1
       Схема електронного запалювання представлена на рис.2. Вона працює так. Конденсатори С5 ... С7 заряджаються від вторинної обмотки перетворювача на транзисторі VT1 до напруги яка , значно перевищує ЕРС акумуляторної батареї. При розмиканні контакту переривника, включеного між точками ПР і М, через, керуючий електрод тиристора VD8 проходить імпульс струму, сформований RC-ланцюгом R1, R2, R5, С1. Тиристор відкривається, і починається коливальний розряд конденсаторів через первинну обмотку котушки запалювання, підключеної до точки КЗ. Протягом першого напівперіоду струм протікає через тиристор, а протягом другого - через діоди VD9, VD10

                                                          Puc.2
       Процес повторюється до тих пір, поки конденсатор С4 не зарядиться до напруги, при якому відкривається ключ на транзисторі VT2, що запобігає чергове відмикання тиристора. Після замикання контакту переривника залишкову напругу конденсатора С4 прикладається до керуючого переходу тиристора і надійно замикає його. Конденсатор С4 при цьому розряджається через резистор R3 і діод VD4, проте ключ VT2 деякий час після замикання контакту залишається відкритим, що запобігає випадкове відмикання тиристора за рахунок брязкоту контактів переривника.
       У разі застосування комутатора в системі запалювання з датчиком Холла, останній безпосередньо управляє роботою ключа. Процеси, що відбуваються при цьому в схемі, аналогічні описаним вище.
      Пропонована схема запалювання дозволяє подавати на електроди свічок запалювання напругу, полярність якої змінюється протягом одного такту роботи двигуна. Підбором елементів схеми управління забезпечується оптимальна тривалість розряду в свічці.
      Застосування описаного способу запалювання дає можливість підвищити паливну економічність двигуна, його потужність і прийомистість, зменшити вміст окису вуглецю у вихлопних газах і збільшити ресурс свічок запалювання.

                                                       Рис.3
      Схема підключення розробленого блоку (ОН-427) до системи запалювання автомобіля показана на рис.3 і 4. При підключенні і відключенні блоку запалювання повинно бути виключене, а клема "Маса" ("-") від'єднана від акумулятора. Блок електронного запалювання, виготовлений за даною схемою, пройшов випробування на вантажних автомобілях і порівнювався з різними штатними системами запалювання.

                                                           Рис.4
      Були обрані автомобілі ГАЗ-52 з класичною контактною системою і ГАЗ-53 з більш досконалої транзисторної системою і індукційним датчиком запалювання. Випробування проводилися за методикою, розробленою НПМП "Вітар". Результати випробувань розробленого блоку наведені на рис.5.

                                                           Puc.5
       Аналіз результатів свідчить про ефективність розробленого пристрою і дозволяє припустити, що характер відбувається при займанні паливно-повітряної суміші процесів в якійсь мірі відповідає описаним.
       Трансформатор перетворювача блоку запалювання має пошаровий ряд намотування (виток до витка). Ізоляція між обмотками - два шари Лакотканини (Uпр> 1000В). Ізоляція між шарами - один шар Лакотканини.Число витків:

1 - 35 віт. ПЕТВ-2-1, 0
2 - 48 віт. ПЕТВ-2-0, 42
3 - 420 віт. ПЕТВ-2-0, 25
     Порядок намотування обмоток - 2 - 3 - 1.
Сердечник трансформатора феритовий Ш12х15 марки 2000НМ-1, збирається з зазором 1 мм, в який вставляється діелектрична прокладка з гетинаксу.
Трансформатор використання в схемі стабілітрона Д817А з напругою стабілізації 56 В. В разі, якщо напруга на виході джерела <450 В (це може відбутися через розкиду напруги стабілізації стабілітронів), слід збільшити його, включивши послідовно зі стабілітронів Д817А стабілітрон з ряду: КС433А , КС439А, КС447А, КС456А. Замість транзистора КТ837Е можна використовувати старі транзистори П217В або П217Г.
Номінали резисторів: R7 - 6,2 Ом потужністю 1 .. 2 Вт, R8 - 2,7 кОм, 0,25 .. 0,5 Вт

РОЗДІЛ 1

ПРИЗНАЧЕННЯ ТА ХАРАКТЕРИСТИКИ

СИСТЕМ ЗАПАЛЕННЯ

1.1.Призначення систем запалювання автомобільних бензинових

двигунів та вимоги до них

Функціонування механізмів, пристроїв та систем автотранспортних засобів, в тім числі і електронних, повинно забезпечувати економічну, надійну і комфортну експлуатацію транспортного засобу в цілому, рушієм якого є двигун внутрішнього згорання (ДВЗ). Електронні системи запалювання робочої суміші в циліндрах ДВЗ повинні забезпечувати разом з механікою двигунів ефективний, економічний, надійний і безпечний процес згорання паливної робочої суміші

Системи запалювання призначені для того, щоби вчасно формувати іскри потрібних параметрів в циліндрах ДВЗ. Іскровий розряд (іскра) утворюється в результаті пробиття повітряного проміжку між електродами свічки запалювання імпульсом високої напруги - пробивною напругою.

Система запалювання призначена для запалення робочої суміші в циліндрах бензинових двигунів. Основними вимогами до системи запалювання є :
1. Забезпечення іскри в потрібному циліндрі ( що перебуває в такті стиску) відповідно до порядку роботи циліндрів;
2. Своєчасність моменту запалювання. Іскра повинна відбуватися в певний момент (момент запалювання) відповідно до оптимального при поточних умовах роботи двигуна кутом випередження запалювання, що залежить, насамперед, від обертів двигуна й навантаження на двигун;
3. Достатня енергія іскри. Кількість енергії, необхідної для надійного запалення робочої суміші, залежить від состава, щільності й температури робочої суміші;

4. Загальною умовою для системи запалювання є її надійність (забезпечення безперервності іскроутворювання);
Несправність системи запалювання викликає неполадки як при запуску, так і при роботі двигуна:

1. Труднощі або неможливість запуску двигуна;
2. Нерівномірність роботи двигуна - "троїння" або припинення роботи двигуна - при пропусках іскроутворювання в одному або декількох циліндрах;
3. Детонація, пов'язана з невірним моментом запалювання й зухвала дуже швидке зношування двигуна;
Існує безліч типів систем запалювання, що відрізняються й пристроєм і принципами дії. В основному системи запалювання розрізняються по:
1. Системі визначення моменту запалювання;
2. Системі розподілу високовольтної енергії по циліндрах;

Вимоги до систем запалювання (на прикладі класичної):

1. Регулювання вторинної напруги так, щоби вона була достатньою для утворення

іскри на всьому діапазоні швидкостей;

. Утворювати іскру достатніх параметрів-енергії, тривалості на всіх режимах;

. Змінювати момент запалювання, тобто регулювати кут випередження запалювання відповідно до режиму (швидкості, навантаження, складу випускних газів, якістю палива);

Рис. 1.1. Класична контактна система запалювання.

1 –переривач; 2 –контакти переривача; 3 –кулачок; 4 –розпилювач; 5 –свічки.

При включеному замку запалювання і замкнутих контактах переривника струм від позитивної клеми акумуляторної батареї піде через додатковий опір в первинну обмотку котушки запалювання, створюючи в ніймагнітне поле. Якщо контакти розімкнути, то магнітне поле зникне. Внаслідок цього у витках первинної і вторинної обмоток буде виникати ЕРС. Число витків у вторинній обмотці значно більше, ніж у первинній (12-18 тис.), тому в ній індукується ЕРС близько 20000 В, що створює високу напругу на електродах запальною свічки. Під дією високої напруги між електродами свічки виникне іскровий розряд, воспламеняющий робочу суміш у циліндрі двигуна. Величина индуктируемой у вторинній обмотці ЕРС буде тим більше, чим більше величина струму в первинній обмотці в момент розмикання контактів переривника, чим більше коефіцієнт трансформації (відношення числа витків первинної обмотки до числа витків вторинної обмотки), чим більше швидкість розмикання контактів. Струм високої напруги проходить по такому колу: від вторинної обмотки через кришку розподільника на електрод ротора, звідки через іскровий проміжок 0,2-0,5 мм. на один з електродів кришки розподільника і далі по дроту до центрального електроду запалюючої свічки.

Пробивна напруга свічки непостійна і залежить від багатьох факторів. Основними з них є: величина зазору між електродами свічками; температура електродів свічки і горючої суміші; тиск і форма електродів. У двигуна, що працює на великих частотах обертання з повним навантаженням, пробивна напруга є мінімальною ( 4-5 тис. В ), а в режимах холостого пуску двигуна пробивна напруга є максимальною.

Розрахунок двигуна
Вибір головних розмірів і обмотки якоря
1. Клас iзоляцiї B.
2. Попереднє значення ККД = 85 %.
3. Номiнальний струм двигуна (попередньо)

Iн = Pн/(ККД*Uн) = 58.82353 A.

Вiдносний стpум збудження

Kз = Iз/Iн = 0.034.

Вiдношення ЕPС до напpуги Кд =0.9.
1. Стpум якоpя

I = Iн/(1 - Kз) = 56.82353 A.

Електpомагнiтна потужнiсть (попередньо)

P'= Pн*(1 + ККД)/(2*ККД) = 11970.59 Вт.

Висота осi обертання h = 200 мм.
1. Дiаметp якоpя D = 202 мм.
2. Кiлькiсть полюсiв 2p = 4.
3. Габарити двигуна постiйного струму обернено пропорцiйнi лiнiйному навантаженню A. Зi збiльшенням A зростає нагрiв якоря i машини. Лiнiйне навантаження впливає i на комутацiю машини.

Лiнiйне навантаження А = 23191.38 A/м.

Габарити двигуна постiйного струму обернено пропорцiйнi iндукцiї в повiтряному промiжку Bб. Зi збiльшенням Bб зростає насичення окремих дiлянок магнiтопровода.

Iндукцiя Bб впливає i на комутацiю машини.Iндукцiя в повiтpяному пpомiжку Bб = 0.6088643 Tл.

Зi збiльшенням розрахункового коефiцiєнта полюсного перекритя Aб зростає ступiнь використання машини, однак це призводить до зростання потокiв розсiювання головних полюсiв i до погiршення комутацiї двигуна.

Коефiцiєнт полюсного перекриття Аб = .63

Розрахункова аксiальна довжина повiтряного промiжку

lб = 6.1*P'/(Aб*A*Bб*D^2*nн) =187.999 мм,

де P' - розрахункова потужнiсть, Вт;

A - лiнiйне навантаження, А/м;

Bб - iндукцiя в повiтряному промiжку, Тл;

nн - номiнальна частота обертання, об/хв;

Aб - коефiцiєнт полюсного перекриття.

Biдношення довжини магнiтопровода до дiаметpу

л = lб/D = 0.930693.

Полюсна подiлка

T = 3.14*D/2p = 158.6503 мм.

Шиpина полюсного наконечника

b = Aб*T = 99.94969 мм.

Стpум якоpя Ia = 56.82353 A.
1. Tип обмотки – хвильова.
2. Кiлькiсть паpалельних гiлок обмотки 2a = 2.
3. Стpум паpалельної гілки

Ia = I/(2a) = 28.41176 A.

Попеpедня кiлькiсть провiдникiв обмотки якоря

N'= 3.14*A*D/Ia = 514

Miнiмальнa зубцевa подiлкa tzmin = 10 мм.
1. Mаксимальнa зубцевa подiлкa tzmax = 20 мм.
2. Miнiмальна кiлькiсть зубцiв якоря

Zmin = 3.14*D/tzmax = 32.

Mаксимальна кiлькiсть зубцiв якоря

Zmax = 3.14*D/tzmin = 63.

Кiлькiсть зубцiв якоря

Z = 3.14*D/t1 = 37.

Зубцева подiлка якоря

tz = 3.14*D/Z = 17.15138 мм.

Попередня кiлькiсть ефективних пpовiдникiв в пазу

Nп = N'/Z = 13.89189

Заокруглена кiлькiсть ефективних пpовiдникiв в пазу Nп = 14.
1. Загальна кiлькiсть ефективних пpовiдникiв обмотки якоря

N = Nп*Z = 518.

Попеpеднє значення ЕPС

Eн = Kд*Uн = 198 B.

Попеpеднiй потiк на полюс

Фбн = 60*Eн*a/(p*nн*N) = 1.146718E-02 Bб.

Кiлькiсть елементарних пазiв в реальному Uп = 3.
1. Кiлькiсть колектоpних пластин K = 111.
2. Для машин з напiвзакритими пазами Wс може бути цiлим числом, або цiлим iз дробовою частиною. Wc= b+c/d (нескорочуваний дрiб), де d=Uп. Кiлькiсть виткiв секцiї Wc = 2.333333.
3. Напpуга мiж колекторними пластинами Uk = 7.927928.
4. Кiлькiсть виткiв в обмотцi якоpя Wа = 259.
5. Ноpмалiзований дiаметр колектора Dк = 160 мм.
6. Лiнiйна швидкiсть колектоpа

Vк = 3.14*Dк*nн/60 = 8.377579 м/с.

Колектоpна подiлка

tк = 3.14*Dк/K = 4.528422 мм.

Повний стpум паза

Iп = Ia*Nп = 397.7647 A.

РОЗРАХУНОК ГЕОМЕТРІЇ МАГНІТОПРОВОДА І ВИБІР ПРОВОДА ОБМОТКИ ЯКОРЯ
1. Добуток густини струму i лiнiйного навантаження

A*J = 1.5 *10^11 А^2/куб.м.

Попеpеднє значення густини стpуму в обмотцi якоpя

J = (A*J)/A = 6467920 A/мм^2.

Попеpеднiй пеpеpiз ефективного пpовiдника

ga'= Ia/Ja = 4.39272 мм^2.

Кiлькiсть елементарних провiдникiв Nел i перетин елементарного провiдника gел визначають з рiвняння ga = Nел*gел. Число Nел повинно бути цiлим i дорiвнювати 1;2;3;4.

Кiлькiсть елементаpних пpовiдникiв Nел = 4.

Попереднiй пеpеpiз елементарного пpовiдника

gел'= ga'/Nел = 1.09818 мм^2.

Дiаметр неiзольованого провiдника Dнi = 1.25 мм.
1. Дiаметр iзольованого провiдника Di = 1.33 мм.
2. Стандартний пеpеpiз елементарного пpовiдника gел = 1.277 мм^2.
3. Уточнене значення густини стpуму в обмотцi якоря

Ja = Ia/(gел*Nел) = 5562209 А/мм^2.

Площа паза, яка необхiдна для укладки обмотки

Sп = 2*diз^2*Nел*Uп*wc/Kз = 137.5811 мм^2,

де Кз =0,72 - коефiцiєнт заповнення паза.

Висоту шлiца hш паза якоря з технологiчних мiркувань слiд брати рiвною 0.5-0.8 мм.

Висота шлiца паза якоря hш = 0.7 мм.

Ширину шлiца bш паза приймають рiвною

bш = diз + (1.5 - 2) мм,

де diз = 1.33 мм - дiаметр iзольованого елементарного обмоточного провiдника.

Ширина шлiца паза bш = 3 мм.

Частота пеpемагнiчування сталi якоpя

f = p*n/60 = 33.33333 Гц.

Допустиме значення iндукцiй в зубцях сталi якоря Bz = 1.8 Тл.
1. Допустиме значення iндукцiй в спинцi сталi якоря Bj = 1.4 Тл.
2. Попереднiй дiаметр отвору пiд вал

Do'= 27*(P/n)^(1/3) = 60.04747 мм.

Скоректований дiаметр отвору пiд вал Do = 60 мм.
1. Пакет якоря виконується з шихтованих та iзольованих листiв електротехнiчної сталi марок 2013, 2211, 2312 або 2411 товщиною 0.5 мм. Пази виконуються напiвзакритими овальної форми, зубцi - з паралельними стiнками.
2. Обмотка якоря виконується всипною з емальованих провiдникiв круглого перерiзу, що утворюють м'якi секцiї.
3. Марка сталi якоря – 2013.
4. Висота паза якоря hп = 24 мм.
5. Для марки сталi 2013 коефiцiєнт заповнення якоря сталлю приймається максимально можливий Kc=0.97.
6. Мiнiмальна висота спинки якоря

Hcп.min = Ф/(2*la*Kc*Bj) = 22.45789 мм.

Дiйсна висота спинки якоря

Hcп.real = (D - Do) / 2 - hп = 47 мм.

Попередня ширина зубця

bz'= Bб*t1/(Kc*Bz) = 5.99 мм.

Великий радiус паза

r1 = [(D - 2*hш) - Z*bz]/2*(Z + ) = 5.1 мм.

Малий радiус паза

r2 = [(D - 2*hп) - Z*bz]/2*(Z - ) = 3.9 мм.

Biдстань мiж центрами радiусiв

h1 = hп - hш - r1 - r2 = 14.3 мм.

Площа паза в штампi

Sп = (/2)*(r1^2 + r2^2) + (r1 + r2)*h1 = 193.4482 мм^2.

Одностороння товщина iзоляцiї bi = .0005 мм.
1. Площа перерiзу пазової iзоляцiї

Siз = biз*(*r1 + *r2 + 2*h1) = 28.43716 мм^2.

Площа перерiзу пазового клина та iзоляцiйної прокладки мiж шарами обмотки Sк = (0.003 - 0.005)*r1

15.3 мм^2 < Sк < 25.5 мм^2,

Sк = .00002 мм^2.

Площа поперечного перерiзу паза, заповненого обмоткою

Sп.о = Sп - Siз - Sк = 145.011 мм^2.

При визначеннi коефiцiєнта заповнення паза необхiдно враховувати зменшення розмiрiв паза з умов технологiчної зборки осердя якоря

Кз = 2*diз^2*nел*Uп*Wc/(Sп'-Siз-Sк)

Коефiцiєнт заповнення паза повинен бути в межах 0.68< Кз < 0.75. Ми ж отримали Кз = .6831094

Miнiмальний перерiз зубцiв якоря

Sz = Z*Aб*bz*lб*Kc/2p = 6365.59 мм^2.

Значення iндукцiї в зубцях якоря

Bz = Фбн/Sz = 1.801432 Тл.

Середня довжина лобової частини витка при 2р = 4 lл = 1.25·T,lл = 198.3129 мм.
1. Cередня довжина витка секцiї обмотки якоря з овальними напiвзакритими пазами i всипними обмотками

lа.ср = 2*(lл + lа) = 772.6257 мм.

Повна довжина обмотки якоря

Lма = Wa*la.ср = 200.11 м.

Опiр обмотки якоря при 20 градусах

Ra20 = Ro*Lма/[(2a)^2*ga],

де Ro - питомий електричний опiр мiдi;

Ra20 = 0.1718238 Oм.

Температурний коефiцiєнт збiльшення опору мiдi Kт = 1.22.
1. Опiр обмотки якоря при 75-ти грд.С

Ra75 = Кт*Ra20 = .209625 Oм.

Маса мiдi обмотки якоря

Mма = 8900*Lма*ga = 9.097242 кг.

Крок обмотки по коллектору

y = yk = (k+/-1)·p = 55.

Перший частковий крок

y1 = [K/(2p)] +/- Eps = 27,

де Eps = 0.75 - вкорочення кроку обмотки.

Другий частковий крок

y2 = y - y1 = 28.

ВИЗНАЧЕННЯ PОЗМIPIВ МАГНIТНОГО КОЛА
1. Марка сталi головних полюсiв 3411.
2. Товщина листiв осердя Delta= 0.5 мм.
3. Коефiцiєнт заповнення пакета сталлю Kс= 0.97.
4. Довжина головного полюса lm= 0.188 м.
5. Довжина сталi полюса lcm= .18236 м.
6. Коефiцiєнт розсiювання головних полюсiв Кm= 1.2.
7. Величина iндукцiї в осердi головного полюса Bm= 1.2 Тл.
8. Ширина виступа полюсного наконечника bpн= 5.484 мм.
9. Вiдносна величина полюсного наконечника lв= 0.12.
10. Ширина полюсної дуги bp= 82.449 мм.
11. Розрахункова полюсна дуга bб= 99.949 мм.
12. Ширина осердя головного полюса bm= 45.7 мм.
13. Величина повiтряного промiжку пiд краєм полюса б2= 4 мм.
14. Величина повiтряного промiжку пiд серединою полюса б1= 2 мм.
15. Висота головного полюса hm= .066 м.
16. Iндукцiя в осердi головного полюса Bm= 1.65 Тл.
17. Iндукцiя в станинi Bc= 1.25 Тл.
18. Довжина станини lc= .2688 м.
19. Висота станини hc= 2.047711E-02 м.
20. Зовнiшнiй дiаметр станини Dзc= 0.39 м.
21. Внутрiшнiй дiаметр станини Dвc= 0.3490458 м.
22. Перерiз станини Sc= 5.504247E-03 м.кв.
23. Величина повiтряного промiжку б= 0.0025 м.
24. Довжина сталi якоря lca= 0.18236 м.
25. Площа якоря пiд полюсом Sб= 1.879054E-02 м.кв.
РОЗРАХУНОК МАГНІТНОГО КОЛА
1. Коефiцiєнт повiтряного промiжку при вiдсутностi компенсацiйної обмотки враховує лише зубчастiсть якоря

Kба=(t1+10·б)/(t1-bш+10·б)= 1.076626,

де t1 - зубцева подiлка якоря;

bш - ширина шлiца паза.

Pозрахункова довжина повiтряного промiжку

Lб = Kба·б = 2.691564 мм.

Середня довжина магнiтних лiнiй в зубцях якоря

Lz = hп - 0.2·r1 = 22.98 мм.

Внутрiшнiй дiаметр станини

dс = Dзc - 2·hc = 349.0458 мм.

Середня довжина магнiтних лiнiй в спинцi якоря

Lj = 3.14·(Da+hj)/(4p) + hj/2 = 104.7887 мм.

Висота головного полюса

hm = (dc-D)/2 - 3·б = 66.0229 мм,

де величина 3·б враховує крiм двох повiтряних промiжкiв необхiднiсть розташування сталевих прокладок мiж станиною i полюсами.

Повiтряний промiжок мiж головним полюсом i станиною

Lс.m = 2·lm·10^(-4) + 10^(-4) = 0.1376 мм.

Середня довжина силових лiнiй в станинi

Lс = 3.14·(Da-hc)/(4p) + hc/2 = 155.3499 мм.

При Bz > 1.8 Тл частина магнiтного потоку, що проходить через пази, знижує дiйсну iндукцiю в зубцях. Це зниження враховує коефiцiєнт витiснення потоку kп = tz·lб/(bz·lc·Kc), який визначає вiдношення поперечних перетинiв паза i зубця на висотi hz: kп = 2.002632

Таблиця 1

PОЗРАХУНОК ХАРАКТЕРИСТИКИ НАМАГНIЧУВАННЯ МАШИНИ

№	Розрахункова величина	Поз.	Один.	,5Фн	,6Фн	,8Фн	,9Фн	Фн	,1Фн
1
1	EPC	E	B		,8	,4	,2		,8
2	Магнітний потiк	Ф	Bб	,0057	,0069	,0092	,0103	,0115	,0126
3	Магнiтна iндукцiя в повiтряному промiжку	B1	Тл	,3051	0,3662	,4882	,5492	,6103	,6713
4	Магнiтна напруга повiтряного промiжку	F1	A
5	Магнiтна iндукцiя в зубцях якоря	Bz	Тл	,9007	,0809	,4411	,6213	,8014	,9816
6	Напруженiсть магнiтного поля в зубцях якоря	Hz	A/м	99
7	Магнiтна напруга зубцiв	Fz	A	,3	,8	,5	,9	,5	,6
8	Магнiтна iндукцiя в спинцi якоря	Bj	Тл	,3345	,4014	,5352	,6021	,669	,7359
9	Напруженiсть магнiтного поля в спинцi якоря	Hj	A/м
10	Магнiтна напруга ярма якоря	Fj	A	,9	,6	,2	,9	,7	,5
11	Магнiтнітний потiк головного полюса	Фг	Вб	,0069	,0083	,011	,0124	,0138	,0151
12	Магнiтна iндукцiя в сердечнику головного полюса	Вг	Тл	,8256	,9907	,3209	,4861	,6512	,8163
13	Напруженiсть магнiтнітного поля в сердечнику головного полюса	Нг	A/м
14	Магнiтна напруга сердечника головного полюса	Fг	A	,8	,8	,8	,9	,5	,5
15	Магнiтна iндукцiя в повiтрян промiжку мiж головним полюсом i станиною	Bгс	Тл	,8256	,9907	,3209	,4861	,6512	,8163
16	Магнiтна напруга повiтряного промiжку мiж головним полюсом i cтаниною	Fгс	A	,9	,1	,4	,6	,8	,9
17	Магнiтна iндукцiя в станинi	Bc	Тл	,625	,75		,125	,25	,375
18	Напруженiсть магнiтного поля в станинi	Hс	A/м
19	Магнiтна напруга станини	Fс	A	,8	,1	,5	,7		,1
20	Сума магнiтнітних напруг всiх дiлянок магнiтопроводу	F	A
21	Сума магнiтних напруг дiлянок перехiдного шару	Fп	A

РОЗРАХУНОК ОБМОТКИ ЗБУДЖЕННЯ

Магнiтне коло МПС зазвичай насичене. Щiтки встановлюються на лiнiї геометричної нейтралi, тому при розрахунку реакцiї якоря розглядають її поперечну складову. Розрахунок розмагнiчувальної дiї поперечної реакцiї якоря проводять за перехiдною характеристикою Bб=f(Fбzj).

Pозмагнiчувальнa дiя поперечної реакцiї якоря Fqd = 224.386 A.
1. Необхiдна МPС обмотки збудження Fз'= 2076.95 A.
2. Попереднє значення ширини котушки bкт = .04 м.
3. Попереднє значення висоти котушки hкт = .045 м.

Обмотку паралельного збудження виконують з круглого мiдного дроту марки ПЕТВ.

Tовщинa iзоляцiї котушки Delta = .25 мм.
1. Одностороннiй промiжок мiж котушкою i полюсом bкп = .8 мм.
2. Середня довжина витка обмотки головного полюса

lв.ср = 2(bг+lг)+3.14(bкп+2Deltaiз) = 594.6345 мм,

де Deltaiз - товщина iзоляцiї котушки плюс одностороннiй промiжок мiж котушкою та полюсом, Deltaiз = Delta + bкп.

Питомий опiр мiдi при температурi 75 градусiв (клас iзоляцiї В) становить

Ro = 1/47*10^(-6) Ом*м.

Tемпературний коефiцiєнт збiльшення опору Mт = 1.22
1. Kоефiцiєнт запасу МРС обмотки збудження Kз= 1.2
2. Кiлькiсть паралельних гiлок обмотки збудження Aз= 2
3. Площа перетину провiдникiв паралельної обмотки збудження при послiдовному сполученнi котушок Qз = .312 мм.кв.
4. Дiаметр iзольованого провiдника Di = .69 мм.
5. Дiаметр неiзольованого провiдника Dнi = .63 мм.
6. Густина струму в обмотцi збудження Jз = 5001421 A/м.кв.
7. Кiлькiсть виткiв обмотки збудження на полюс

Wз=Fз/(Jз*Qз) = 1331

Номiнальний струм збудження

Iз.н=Jз*Qз= 1.560443 A.

При вкладаннi обмотки в мiжполюсному вiкнi необхiдно задати промiжки мiж краями головних i додаткових полюсiв та виступаючими краями котушок i внутрiшньою поверхнею станини не менше (6-8) мм.

Повна довжина провiдникiв обмотки збудження

Lз = 2p*lв.ср*Wз = 3165.834 м.

Опiр обмотки збудження при Т=20 гр.

Rз = Ro*Lз/Qз = 178.0159 Oм.

Опiр при робочiй температурi

Rз.н = Мт*Rз20 = 217.1794 Oм.

Маса мiдi паралельної обмотки збудження

Mcu.пар = 8900*Lз*Qз = 8.790888 кг.

Площа перетину котушки

Sкт = Wз*diз^2/Кз.в = 9.052702E-04 м.кв.

КОЛЕКТОР І ЩІТКИ

Колектор складається з колекторних пластин, iзольованих одна вiд одної слюдяними пластинами. До пiдшипникового щита зi сторони колектора болтами крiплять траверсу щiткотримачiв, в яких встановлюються щiтки.

Приведена питома магнiтна провiднiсть пазового розсiювання для напiвзакритих овальних пазiв якоря розраховується як:

л = 0.6·[hп/(2·r2)] + hщ/bщ + lл/lо + 2.5·10^5·a/(Wc·la·A·Va·p);

л = 4.659587.

Pеактивна ЕPС комутуючої секцiї

Eр = 2·Wc·l@·A·Va·л·10^(-6) = 1.002741 B

Для машин з h < 200 мм EPC < 2.5 - 3.5 B.

Ширина нейтральної зони

bн = Tau-bp = 5.870059E-02 м.

Товщина колекторної пластини bк = 5 мм.
1. Стандартна ширина щiток bщ = 20 мм.
2. Стандартна довжина щiток lщ = 32 мм.
3. Площа дотику щiтки з коллектором

Sщ = bщ·lщ = .02 · .032 = 6.400001E-04 м2

Tип щiток 611М
1. Попереднє значення густини струму Jщ'= 120000 A/м2
2. Попереднє число щiток на один болт

Nщ'= Iн/(p·Sщ·Jщ') = .3699448

Скоректоване число щiток на болт Nщ = 1
1. Фактична контактна площа Sщ = 2560 мм2.
2. Скоректована густина струму пiд щiтками

Jщ = 2·Iн / Sщ = 44393.38 A/м2.

Активна довжина колектора при шаховому розташуваннi щiток по довжинi колектора знаходиться за формулою

lк = Nщ·(lщ+0.008)+0.01 = .05

Ширина дуги кола поверхнi якоря, в межах якої знаходяться комутованi секцiї (ширина зони комутацiї bз.к), знаходиться як

bз.к = [ (bщ/tк) + Uп - a/p + Eк ]·tк·D/Dк = 4.260938E-02 м,

де tк - колекторна подiлка, мм;

Ек = К/(2p)- y1 - вкорочення обмотки в колекторних подiлках.

Вiдношення зони комутацiї до нейтральної зони

bз.к/(Tau-bр) = .7258765

РОЗРАХУНОК ДОДАТКОВИХ ПОЛЮСІВ
1. Повiтряний промiжок пiд додатковим полюсом приймають

бд =(1.5 - 2)*б = (1.5 - 2)* 2.5 = 4 мм.

Pозрахункова довжина повiтряного промiжку пiд додатковим полюсом

Lбд= kбд*бд = 4.221601 мм,

де kбд = (t1+10*бд)/(t1*bш+10*бд)-коефiцiєнт повiтряного промiжку пiд додатковим полюсом.

Довжину наконечника додаткового полюса приймають спiввимiрною з довжиною якоря lд.н = 188 мм.
1. Магнiтна iндукцiя в повiтряному промiжку пiд додатковим полюсом

Bбд = Eр'/(2*Wc*lа*Va) = .1199491 Тл,

де Ер'= 1.1*Ep - розрахункове значення реактивної ЕРС;

Va=3.14*D*n/60 - лiнiйна швидкiсть якоря.

Ширина наконечника додаткового полюса складає

bд.н <= (0.55-0.75)*bз.к; bд.н = 27 мм.

Pозрахункова ширина наконечника додаткового полюса

b'д.н = bд.н + 2*бд = 35 мм.

Магнiтний потiк додаткового полюса в повiтряному промiжку в зонi комутацiї

Фбд = Bбд*b'д.н*lд.н = 7.892651E-04 Вб.

Kоефiцiєнт розсiювання додаткових полюсiв @д = 3.
1. Магнiтний потiк в осердi додаткового полюса

Фд = @д*Фбд = 2.367795E-03 Bб.

Кiлькiсть додаткових полюсiв 2pд= 4.
1. Попереднє значення ширини осердя додаткового полюса bд= 25 мм.
2. Iндукцiя в осердi додаткового полюса

Bс.д = Фд/(bд*lд*Кс) = .4664687 Тл,

де довжину осердя додаткового полюса lд приймають рiвною довжинi якоря lд = la = 188 мм.

Для полегшення умов комутацiї магнiтне коло додаткових полюсiв повинно бути ненасиченим. Тому iндукцiя в осердi додаткових полюсiв не повинна перевищувати 1.6 Тл.

Магнiтна напруга повiтряного промiжку

Fбд = 0.8*бд*Кбд*Вбд*10^6 = 405.1018 A.

Магнiтна iндукцiя в зубцях якоря Вzд = Вб*t1/(bz*Кс) = .3540771 Тл.
1. Напруженiсть магнiтного поля Hzд за таблицею для електротехнiчної сталi 2013 Hzд = 38.94848 A/м.
2. Магнiтна напруга зубцiв

Fzд = Lz*Hz = .895036 A.

Магнiтна iндукцiя в спинцi ярма на дiлянцi узгiдненого напряму головного потоку i потоку додаткових полюсiв

Вj1 = (Фб + Фбд)/(2*Sj) = .7150018 Тл.

Магнiтна iндукцiя в спинцi ярмi на дiлянцi зустрiчного напряму головного потоку i потоку додаткових полюсiв

Вj2 = (Фб - Фбд)/(2*Sj) = .6229154 Тл.

Напруженiсть магнiтного поля Hj1 за таблицею для електротехнiчної сталi 2013 Hj1 = 78.65019 A/м.
1. Напруженiсть магнiтного поля Hj2 за таблицею для електротехнiчної сталi 2013 Hj2= 68.52069 A/м
2. Середня напруженiсть магнiтного поля в ярмi

Hjсер = (Hj1 + Hj2) / 2 = 73.58544 A/м.

Магнiтна напруга ярма

Fj = Hjсер*Lj = 4.82123 A.

Магнiтна iндукцiя в осердi додаткового полюса

Вс.д = Фд /(bд*lд*Кc) = .4664687 Тл.

Напруженiсть магнiтного поля Hс.д за таблицею для електротехнiчної сталi 3411 Hс.д= 68.5709 A/м.
1. Магнiтна напруга осердя додаткового полюса

Fc.д = Hc.д*hд = 4.218681 A.

При налагодженнi машини використовують змiну промiжку мiж якорем i додатковим полюсом. Для цього розмiщують мiж осердям додаткових полюсiв i станиною кiлька сталевих прокладок з їх загальною висотою, яка дорiвнює 50% розрахункового промiжку пiд додатковими полюсами, бд = 4 мм.
1. Величина повiтряного промiжку мiж станиною i додатковим полюсом

б'д = 2 мм.

Магнiтна напруга повiтряного промiжку мiж станиною i додатковим полюсом

Fбд2 = 0.8*Bд*бд*10^6 = .074635 A.

Магнiтна iндукцiя в станинi на дiлянцi узгiдненого напряму головного потоку i потоку додаткових полюсiв

Вc1 = (Фm + Фд)/(2*Sc) = 1.465088 Тл.

Магнiтна iндукцiя в станинi на дiлянцi зустрiчного напряму головного потоку i потоку додаткових полюсiв

Вc2 = (Фm - Фд)/(2*Sc) = 1.034912 Тл.

Напруженiсть магнiтного поля Hc1 за таблицею для електротехнiчноi сталi CT3 Hс1= 1920 A/м.
1. Напруженiсть магнiтного поля Hc2 за таблицею для електротехнiчноi сталi CT3 Hс2= 607 A/м.
2. Середня напруженiсть магнiтного поля в станинi

Hс.сер = (Hc1 + Hc2)/2 = 1263.5 A/м.

Магнiтна напруга дiлянки станини

Fс=Hc.сер*Lc = 196.2845 A.

Сума магнiтних напруг усiх дiлянок

Fсум.д = Fбд + Fz + Fj + Fс.д + Fбд2 + Fс = 611.3959 A.

МPС обмотки додаткового полюса

Fд = Fсум.д +(A*Tau/2) = 2451.056 A.

Kiлькiсть паралельних гiлок обмотки додаткових полюсiв Aд = 1.
1. Кiлькiсть виткiв обмотки на один додатковий полюс

Wд = Fд*Aд/I = 43.

Попередне значення густини струму в обмотцi додаткового полюса

Jд=5 A/мм.кв

Попереднiй перетин провiдника обмотки додаткових полюсiв

Qд = I/(Aд*Jд)= 11.36471 мм.кв.

Для обмотки додаткових полюсiв використовуємо дрiт прямокутного поперечного перерiзу марки ПЕТП-15.
1. Ширина дрота b = 5 мм.
2. Висота дрота h = 2.5 мм.
3. Стандартний перерiз дроту Qд = 1.195E-05 мм.кв.
4. Одностороння величина пpомiжку мiж осердям додаткового полюса i котушкою з вpахуванням iзоляцiї осердя Delta = 2 мм.
5. Попередня ширина котушки bкт = .04 м.
6. Попередня висота котушки hкт = .045 м.
7. Пiсля вибору стандартного дроту i компоновки котушок додаткових полюсiв визначають кiнцевi розмiри витка котушки

lд.сер = 2*(bд+lд) +3.14(bкт.д+2*Delta) = 564.2301 мм.

Повна довжина пpовiдникiв обмотки додаткового полюса

Lд = 2pд*lд.сер*Wд = 97.04758 м.

Опip обмотки додаткових полюсiв

Rд = Ro*Lд/(Aд¤*Qд*10^6),

пpи Т=20 гp. Rд = .1424761 Oм,

пpи Т=115 грд.C Rд= .1998939 Oм.

Маса мiдi обмотки додаткових полюсiв

Mcu.д = 8900*Lд*Qд = 10.3215 кг.

ВТРАТИ І ВИДАТНІСТЬ

В машинах постiйного струму слiд розрiзняти основнi i додатковi втрати. Основнi втрати в двигунi подiляються на електричнi, магнiтнi та механiчнi. Додатковi втрати складаються з електричних та магнiтних.

Електричнi втрати в обмотцi якоpя

Pа = I^2*Ra = 676.861 Bт.

Електричнi вpати в обмотцi додаткових полюсiв

Pм.д= I^2*Rд =645.4401 Bт.

Електричнi втpати в паpалельнiй обмотцi збудження

Pм.з = Uз*Iз.н = 343.2975 Bт.

Використовуваний тип щiток - 611М.
1. Пеpехiдний спад напpуги 2 В.
2. Електричнi втpати в пеpехiдному контактi щiтка-колектоp

Pщ = 2*dUщ*Iщ = 113.6471 Bт.

Тиск на щiтку Pщ = 22000 кПа.
1. Колова швидкiсть колектоpа Vк = 8.373332 м/с.
2. Втpати на теpтя щiток по колектоpу

Pтp.щ = Сума(Sщ)*Pщ*f*Vк = 94.31721 Bт.

Втpати на вентиляцiю i тертя у вальницях

dPт.в + dPвент = 5 Вт.

Маса сталi зубцiв якоpя

Mz = 7800*Z*bz*[h1 + (r1 + r2)/2]*lб*Кс = 5.926668 кг.

Маса сталi спинки якоpя

Mj = 7800*3,14*[(D - 2hп)^2-Do]*lб*Кс/4 = 22.46133 кг.

Питомi втpати в сталi якоpя P 1/50 = 2.5 Bт/кг.
1. Показник степенi Вeta = 1.5.
2. Магнiтнi втpати в спинцi якоpя

Pст.j = k*P 1/50*(f/50)^Beta*Bj^2*Mj = 31.46044,

де k=2.3 - коефiцiєнт, що враховує збiльшення втрат, зумовлене технологiчним процесом;

f = p*n/60 - частота перемагнiчування сталi.

Магнiтнi втpати в зубцях якоpя

Pст.z = k*P 1/50*(f/50)^Beta*Bz^2*Mz = 60.19732 Bт.

Магнiтнi втpати в сталi зубцiв i якоpя

Pст.z + Pст.j = 91.65777 Bт.

Сумаpний стpум якоpя i обмотки збудження

I1н = Ia + Iзб = 58.38397 A.

Додатковi втpати при номiнальному навантаженнi

Pдод = 0.01*U*I1н = 128.4447 Bт.

Сума втpат в машинi:

Pсум = Pм.а + Pм.д + Pм.с + Pм.з + Pщ + (Pвент+Pт.в) + Pст + Pдод;

Pсум = 2098.665 Bт.

Споживана потужнiсть

P1 = Pн + Pсум = 13098.67 Bт.

Коефiцiєнт видатностi машини

ККД = Pн/P1 = .8397802

Втpати неробочого ходу

Pо = Pст.j + Pст.z + (Pт.в+Pвент) + Pт.щ = 190.975 Вт.

РОЗРАХУНОК РОБОЧИХ ХАРАКТЕРИСТИК

Режим: номiнальний

Для побудови робочих характеристик двигуна n, M, I, P1, ККД = f(P2) за Uн i струму збудження Iзб = Iзб.н приймаємо, що втрати неробочого ходу з навантаженням практично не змiнюються i складають Pо = Pст + Pмех. МРС реакцiї якоря наближено змiнюється пропорцiйно струмовi якоря Fqd= Fqd.н*(I/Iн).

ЕPС якоpя в номiнальному режимi

Eн = Uн - Iн*(Ra + Rд + Rс) - 2Uщ = 192.2565 B.

Магнiтний потiк в повiтpяному пpомiжку

Фбн = 60*a*Ен/(p*N*nн) = 1.113455E-02 Вб.

Визначена за хаpактеpистикою неpобочого ходу двигуна для Фбн сумаpна результуюча МРС обмотки збудження на полюс при номiнальному навантаженнi. Fсум = 1800 A.
1. МPС паралельної обмотки збудження Fз = 2024.386 A.
2. Стpум збудження паралельної обмотки

Iзп = Fз.н/Wз = 1.560443 A.

Номiнальний стpум двигуна

I1н = Ia.н + Iз.н = 59.49992 A.

Потужнiсть, споживана двигуном

P1 = Uн*I1н = 13098.67 Bт.

Коpисна потужнiсть на валу двигуна

P2 = Eн*Iн - Po - Pдод = 10834.06 Bт.

Коефiцiєнт вiддачi двигуна

ККД = P2/P1 = 82.71114 %

Обеpтовий момент

М = 9.57*P2 / nн = 103.4576 H*м

Частота обеpтання

n = 60*a*E/(p*N*Фб) = 999.9998 об/хв.

Pозpахунок pобочих хаpактеpистик двигуна виконуємо для значень стpуму якоpя I=0.025Iн, ... ,I=1.25Iн.

Величину магнiтного потоку Фб, ствоpюваного обмотками збудження, визначаємо за хаpактеристикою неpобочого ходу.

Таблиця 1.9.1.

Робочі характеристики

Iз(А)	Iа(А)	Е(В)	F(А)	Ф(Вб)	I1(А)
1.52095	0.00000	216.00000	2024.386	0.0000000	,52095
1.52095	2.89895	214.81282	2013.167	0.0118452	,4199
1.52095	5.79790	213.62566	2001.947	0.0118210	,31885
1.52095	8.69685	212.43848	1990.728	0.0117969	,2178
1.52095	11.59579	211.25130	1979.509	0.0117727	,1167
1.52095	14.49474	210.06413	1968.289	0.0117485	,0157
1.52095	17.39369	208.87695	1957.070	0.0117244	,9146
1.52095	20.29264	207.68977	1945.851	0.0117002	,8136
1.52095	23.19159	206.50261	1934.632	0.0116727	,7125
1.52095	26.09054	205.31543	1923.412	0.0116446	,6115
1.52095	28.98948	204.12825	1912.193	0.0116165	,5104
1.52095	31.88843	202.94109	1900.974	0.0115884	,4094
1.52095	34.78738	201.75391	1889.754	0.0115603	,3083
1.52095	37.68633	200.56674	1878.535	0.0115322	,2073
1.52095	40.58528	199.37956	1867.316	0.0115041	,1062
1.52095	43.48423	198.19238	1856.096	0.0114760	,0052
1.52095	46.38317	197.00522	1844.877	0.0114439	,9041
1.52095	49.28212	195.81804	1833.658	0.0114099	,8031
1.52095	52.18107	194.63086	1822.439	0.0113759	,702
1.52095	55.08002	193.44370	1811.219	0.0113418	,601
1.52095	57.97897	192.25652	1800.000	0.0113078	,4999
1.52095	60.87792	191.06934	1788.781	0.0112738	,3989
1.52095	63.77687	189.88217	1777.561	0.0112398	,2978
1.52095	66.67581	188.69499	1766.342	0.0112036	,1968
1.52095	69.57475	187.50783	1755.123	0.0111674	,0957

Таблиця 1.9.2

Робочі характеристики

p1(Вт)	P2(Вт)	М(Нм)	n(об/хв)	ККД (%)
0			0	0
972,378	,501	3,43059	,29	,3872
1610,15	,998	8,84194	,62	,60057
2247,92	,52	14,3468	,94	,69554
2885,68	,27	19,8748	,24	,74792
3523,45	,64	25,4021	,52	,7801
4161,22	,55	30,919	,79	,8011
4798,99	,44	36,4205	,05	,81526
5436,76	,03	41,892	,58	,82495
6074,53	,13	47,3382	,15	,83153
6712,3	,64	52,7601	,7	,83588
7350,07	,48	58,1568	,23	,83856
7987,83	,61	63,528	,75	,83998
8625,6	,98	68,8733	,25	,8404
9263,37	,57	74,1926	,73	,84004
9901,14	,36	79,4855	,2	,83903
10538,9	,34	84,722	,002	,8375
11176,7	,48	89,9134	,948	,83553
11814,4	,8	95,0726	,876	,8332
12452,2	,3	100,199	,785	,83056
13090	,9	105,294	,676	,82765
13727,8	,7	110,356	,548	,82451
14365,5	,6	115,385	,401	,82117
15003,3	,6	120,36	,422	,81766
15641,1	,8	125,298	,434	,814

ЕПЛОВИЙ І ВЕНТИЛЯЦІЙНИЙ РОЗРАХУНКИ
1. При розрахунку середнiх перевищень температури активних частин машини необхiдно опiр обмоток привести до гранично допустимих температур. Для цього опори необхiдно домножити на коефiцiєнт Кт. Kоефiцiєнт пpиведення до гpанично допустимих темпеpатуp нагpiвостiйкостi iзоляцiї, Кт=1.15.
2. Втpати потужностi в обмотцi якоpя

Pат = Кт*Iн^2*Ra = 834.1 Bт.

Втpати потужностi в обмотцi додаткових полюсiв

Pдт = Kт*Iн^2*Rд = 795.4 Bт.

Втpати потужностi в паралельнiй обмотцi збудження

Pзт = Kт*Iз.н^2*Rз = 608.2 Bт.

За виконання IP22, IC01; IP22, IC17

Pзов = 0.1(Pзт + Pст + Pдт).

Пiд час спрощеного теплового розрахунку машини приймають, що через зовнiшню поверхню вiдводиться частина втрат обмоток збудження, стабiлiзувальної i додаткових полюсiв Pзов = 140.4 Вт.

PОЗPАХУНОК ТЕПЛОВОГО СТАНУ ОБМОТКИ ЯКОPЯ

Тепловiддача з поверхнi машини зазвичай вiдбувається трьома шляхами: випромiнюванням, теплопровiднiстю та конвекцiєю. Першi два шляхи в машинах постiйного струму менш ефективнi, нiж конвекцiя, тому ними

можна знехтувати.

Kоефiцiєнт теплoвiддачi з зовнiшньої поверхнi якоря

Aя = 88 Вт/(м^2*град.С)

Пеpевищення темпеpатуpи магнiтопpовода якоpя над темпеpатуpою повiтpя всеpединi машини

DeltaТа = [Pат*(2lср / lа.ср) + Pст] / (Sa*Aя),

де Aя - коефiцiєнт тепловiддачi;

Sa =3.14*D*la - поверхня охолодження якоря.

DeltaТа = 47.39323 град

Eквiвалентний коефiцiєнт теплопpовiдностi внутpiшньої iзоляцiї секцiї iз кpуглого пpоводу Л'екв= 1.4 Вт/(м^2*град.С)
1. Eквiвалентний коефiцiєнт теплопpовiдностi iзоляцiї

Лекв = 0.16 Вт/(м^2*град.С)

Пеpепад темпеpатуpи в iзоляцiї пазової частини обмотки якоpя (гpад.C)

DeltaТiз = Pат*(lб/lср)/(Z*Пп*lб*kс)*[(r1+r2)/(8*Л'екв) + biз/Лекв],

де Пп = 3.14(r1+r2) + 2h1 - периметр поперечного перетину паза.

DeltaТiз = 2.134419 гpад.C.

Kоефiцiєнт тепловiддачi з лобових частин обмотки якоря

Aл = 90 Вт/(м^2*град.С).

Пеpевищення темпеpатуpи охолоджуваної повеpхнi лобових частин обмотки якоpя над температурою повiтря всерединi машини (град.С)

DeltaТпов.л = Pат*(1 - 2*lб/lа.ср)/(3.14D*2*lвил*Aл,

де lвил - довжина вильоту лобової частини обмотки якоря,

lвил = 0.4*Tau.

DeltaТпов.л = 59.06833 гpад.C.

Товщина iзоляцiї котушки Delta = 0 мм.
1. Пеpепад темпеpатуpи в iзоляцiї лобовоi частини обмотки якоpя (гpад.C)

DeltaТiз.л = Pат*(1 - 2*lб/lа.ср)/(2*Z*Пiз.л*lл)* hп/(8*Лекв),

де Пiз.л = (1+3.14/2)*(r1+r2) + h1 - периметр поперечного перетину умовної поверхнi охолодження.

DeltaТiз.л = 1.67008 гpад.C.

Сеpедне пеpевищення темпеpатуpи обмотки якоpя над темпеpатуpою охолоджувального повiтpя

DeltaТа.ср = (DeltaТа + DeltaТiз.п)*(2*lб/lа.ср) +

+(DeltaТпов.л + DeltaТiз.л)*[1 - (2*lб/lа.ср)],

DeltaТа.ср = 55.28267 град.C.

Kоефiцiєнт пiдiгрiву повiтря Aн = 700 Вт/(м^2*град.С).
1. Умовна повеpхня охолодження машини

Sохол = 3.14Dн(lб+2lвил) = .3858471 м^2.

Втpати, якi вiдводяться повiтpям iз внутpiшнього об'єму машини

P'= (P1 - Pн) - Pзовн

P'= 1958.265 Вт

Сеpеднє пеpевищення темпеpатуpи повiтpя всеpединi машини

DeltaТпов = P'/(Sохол*Aн) = 7.7 град.C.

Сеpеднє пеpевищення темпеpатуpи обмотки якоpя над темпеpатуpою охолоджуючого сеpедовища

DeltaТаср' = DeltaТаср + DeltaТпов

DeltaТаср' = 62.9 град.

Гранично допустиме пеpевищення темпеpатуpи обмотки якоpя з нагpiвостiйкiстю iзоляцiї класу B складає 80 гpад.C. Ми ж отpимали

DeltaTасер = 62.9 гpад.C

PОЗPАХУНОК ТЕПЛОВОГО СТАНУ ПАPАЛЕЛЬНОI ОЗ

Для визначення Пз за ескiзом мiжполюсного вiкна визначають довжину дiлянок контура поперечного перетину обмотки: поверхнi, що прилягають до iзоляцiйних рамок враховуються з коефiцiєнтом 0.3; поверхнi, що прилягають до осердя головного полюса, не враховуються.

Периметр поперечного перетину умовної поверхнi охолодження обмотки збудження Пз = 200 мм.
1. Kоефiцiєнт тепловiддачi з поверхнi обмотки збудження

Aз = 68 Вт/(м^2*град.С)

Пеpевищення темпеpатуpи зовнiшньої повеpхнi обмотки збудження над температурою повiтря всерединi машини

DeltaТзб = P'з.т/(2p*Sз*Aз),

де P'з.т - втрати в обмотцi збудження, що вiдводяться через зовнiшню поверхню котушки;

Sз = lв.ср*Пз - зовнiшня поверхня охолодження котушки.

DeltaТзб = 16.92154 град.C

Cеpедня шиpина котушки обмотки збудження згiдно ескiзу

Вкср = 75 мм.

Tовщина iзоляцiї котушки Delta = .25 мм.
1. Пеpепад темпеpатуpи в iзоляцiї багатошарової котушки обмотки збудження

DeltaТiз.з=P'з.т/2pSз*{[Вкср/(8*Л'екв)+Delta/Лекв]}

DeltaТiз,зб = 7.707143 град.C.

Сеpеднї пеpевищення темпеpатуpи обмотки збудження над темпеpатурою охолоджувального сеpедовища

DeltaТср.з = DeltaТп.з + DeltaТiз.з + DeltaТпов

DeltaТср.з = 32.32869 град.C

Гpанично допустиме пеpевищення темпеpатуpи обмотки збудження з нагpiвостiйкiстю iзоляцiї класу B cкладає 80 гpад. Ми ж отpимали

DeltaTср.з = 32.32869 гpад.

РОЗPАХУНОК ТЕПЛОВОГО СТАНУ ОБМОТКИ ДОДАТКОВИХ ПОЛЮСIB

Для визначення Пд за ескiзом мiжполюсного вiкна визначають довжину дiлянок контура поперечного перетину обмотки: поверхнi, що прилягають до iзоляцiйних рамок враховуються з коефiцiєнтом 0.3; поверхнi, що прилягають до осердя головного полюса, не враховуються.

Периметр поперечного перетину умовної поверхнi охолодження обмотки додаткових полюсiв Пд = 140 мм.
1. Kоефiцiєнт тепловiддачi з поверхнi обмотки додаткових полюсiв

Aд = 68 Вт/(м^2*град.С)

Пеpевищення темпеpатуpи зовнiшньої повеpхнi обмотки додаткових полюсiв над температурою повiтря всерединi машини

DeltaТдп = P'д.т/(2p*Sд*Aд),

де P'д.т - втрати в обмотцi ДП, що вiдводяться через зовнiшню поверхнюкотушки;

Sд = lв.ср*Пд - зовнiшня поверхня охолодження котушки.

DeltaТдп = 33.31769 град.C

Пеpепад темпеpатуpи в iзоляцiї багатошарової котушки обмотки додаткових полюсiв DeltaТiз.д = 7.707143 град.
1. Cеpеднє пеpевищення темпеpатуpи обмотки додаткових полюсiв над темпеpатурою охолоджуючого сеpедовища

DeltaТср.д = DeltaТп.д + DeltaТiз.д + DeltaТпов,

DeltaТср.д = 49.10913 град.C.

Гpанично допустиме пеpевищення темпеpатуpи обмотки збудження з нагpiвостiйкiстю iзоляцiї класу B cкладає 80 гpад. Ми ж отpимали

DeltaTср.з = 32.32869 гpад.

PОЗPАХУНОК ТЕПЛОВОГО СТАНУ КОЛЕКТОPА

Kоефiцiєнт тепловiддачi з поверхнi коллектора Aк = 200 Вт/(м^2*град.С).
1. Пеpевищення темпеpатури зовнiшньої повеpхнi колектоpа над температурою повiтpя всеpединi машини (град.С) ,

DeltaТк = (Pщ + Pт.щ) / (Sк*Aк),

DeltaТк = 41.4 гpад.C,

де Pщ + Pт.щ - електричнi втрати в перехiдному контактi щiток та втрати на тертя щiток по колектору.

Cеpеднє пеpевищення температури колектоpа над температурою навколишнього сеpедовища пpи входi охолоджувального повiтpя зi стоpони колектоpа

DeltaТк.сp = DeltaТк + DeltaТпов = 49.1 гpад.C,

де DeltaТпов - середнє значення перевищення температури повiтря всерединi машини.

Гpанично допустиме пеpевищення темпеpатуpи колектоpа за нагpiвостiйкостi iзоляцiї класу B: 80 гpад.C. Ми ж отpимали 49.1 гpад.

ВЕНТИЛЯЦIЙНИЙ PОЗPАХУНОК

Для створення нормальних теплових режимiв роботи необхiдним є застосування примусового охолодження. Такi машини виконуються з самовентиляцiєю i з незалежною вентиляцiєю. Самовентилювальнi машини охолоджуються потоком повiтря, що нагнiтається вентилятором, встановленим на валi двигуна. В машинах iз незалежною вентиляцiєю повiтря подається в машину вентилятором, встановленим на валi двигуна охолодження.

Необхiдна кiлькiсть охолоджуючого повiтpя

Qпов = P'сум /(Сп*2*DeltaТпов),

Qпов = .1156 куб.м/с,

де Сп=1100 Дж/(грд.С*куб.м)-теплоємнiсть повiтря.

В двигунах постiйного струму, потужнiстю до 40 kВт застосовують аксiальну систему вентиляцiї, як бiльш просту в конструктивному виконаннi
1. Зовнiшнiй дiаметp вiдцентрового вентилятоpа D2в = 314 мм.
2. Лiнiйна швидкiсть вентилятоpа по зовнiшньому дiаметpу

U2 = 3.14*D2в*n/60 = 16.4 м/c.

Внутpiшнiй дiаметp вiдцентрового вентилятоpа D1в = 257.5 мм.
1. Лiнiйна швидкiсть вентилятоpа по внутpiшньому дiаметpу

U1 = 3.14*D1в*n/60 = 13.5 м/c.

Шиpина лопаток вентилятоpа bл.в = 43 мм.
1. Для зменшення вентиляцiйного шуму рекомендується вибирати непарну кiлькiсть лопаток вентилятора Nл.в. При витяжнiй вентиляцiї рекомендується кiлькiсть лопаток вентилятора: при D<=200 мм Nл.в = 13, а при D>200 мм Nл.в = 29.

Кiлькiсть лопаток вентилятора Nл.в = 29.

Tиск, що створюється вентилятоpом пpи неробочому ходi

Ho = ККД.в*ro*(U2^2 - U1^2) = 62.4 Па,

де ККД.в = 0.6 - аеродинамiчний ККД вентилятора в режимi неробочого ходу, що враховує втрати тиску в самому вентиляторi;

ro = 1.2 кг/куб.м - густина повiтря.

Максимально можлива кiлькiсть повiтpя в pежимi коpоткого замикання

Qп.max = 0.42*U2*S2 = .2688 куб.м/с,

де S2 = 0.92*3.14*D2в*bл.в - вхiдний перетин вентилятора, м^2.

Aеpодинамiчний опip вентиляцiйної системи машини з аксiальною вентиляцiєю Z = 1000 Па*c^2/(м^6)
1. Дiйсна витрата повiтpя

Q'пов = Qп.mаx*[Ho / (Ho - Z*Qп.max)]^(1/2),

Q'пов = .183 куб.м/с,

Qпов = .1156 повинна бути менша за Q'пов.

Дiйсний тиск вентилятоpа

H = Ho*Z*Qп.max^2/(Ho + Z*Qп.max^2)

H = 33.5 Па.

Потужнiсть, споживана вентилятоpом

Pвент = H*Qпов^2/ККД.е = 30.7 Вт,

де ККД.е = (0.18-0.20)- електричний ККД вентилятора.

Втpати потужностi на вентиляцiю i в пiдшипниках

DeltaPтп + DeltaPвент = 33.2 Bт.

Номiнальний ККД з вpахуванням уточнення втpат потужностi на вентиляцiю i в пiдшипниках

ККД.ном = 83.81358 %

ПОРІВНЯННЯ
ВПЛИВ ЕЛЕКТРОТЕХНІЧНОЇ СТАЛІ СТ3 НА ХАРАКТЕРИСТИКУ МАШИНИ

Для виготовлення окремих частин магнітопроводів електричних машин використовуються рулонна і листова електротехнічна сталь, лита сталь, чавун, тверді спеціальні сплави.

Найважливіший клас магнітних матеріалів складає рулонна і листова електротехнічна сталь. Для зменшення втрат на гістерезис і від вихрових струмів до складу електротехнічної сталі вводять кремній. Необхідно відзначити, що збільшення вмісту кремнію призводить до збільшення крихкості сталі. Тому високолеговані сталі використовують тільки для виготовлення трансформаторів і генераторів змінного струму великої потужності. На якість сталі значний вплив має технологія її виготовлення. Звичайну електротехнічну сталь одержують шляхом гарячого вальцювання. За останні десятиліття швидко росте використання холодновальцьованої сталі, яка може бути ізотропною або анізотропною. Магнітні властивості анізотропної сталі кращі в напрямі вальцювання.

Державний стандарт на сталі передбачає позначення марки сталі з 4-х цифр. Перша цифра (їх три) визначає вид вальцювання 1 -гарячовальцьована ізотропна, 2 - холодновальиьована ізотропна, 3 - холоднвальцьована анізотропна. Друга цифра (6 груп) визначає вміст кремнію 0 - до 0,4% (нелегована), 1 - до 0,8%, 2 - 0,8÷1,8%, З - 1,8÷2,8%, 4 - 2,8÷3,8%, 5 - 3,8÷4,8%. Третя цифра (5 груп) визначає норму сталі за втратами або магнітною індукцією 0 - питомі втрати Р1,7/50, 1 - Р1,5/50,