Усовершенствование технологии и технических средств послеремонтных испытаний тяговых двигателей ТЕ-022

Существует несколько вариантов схем способа взаимной нагрузки (возвратной работы). Достаточно простыми являются схемы, приведенные на рис. 3 и 4. Испытуемый двигатель в этом случае питается от сети, а его ток регулируется ослаблением поля. При последовательном возбуждении двигателя (рис. 3) ослабление поля осуществляется путем включения параллельно обмотке возбуждения реостата RШ. Последовательно с этим реостатом включается индуктивный шунт ИШ, исключающий чрезмерное ослабление поля двигателя при переходных процессах, в частности при пуске двигателя. При смешанном возбуждении машин (рис.4) ослабление поля двигателя достигается уменьшением тока в параллельной обмотке возбуждения путем регулирования сопротивления Rр1 без шунтирования последовательной обмотки возбуждения.

При разомкнутом контакторе К1 производят пробный пуск двигателя М, во время которого постепенно выводится пусковое сопротивление RП.

Прежде чем подключить к схеме генератор G, надо проверить его полярность. Для этого во время пробного запуска поляризованным вольтметром V проверяется полярность двигателя и генератора (в положении вольтметрового переключателя S 1 И 2). В обоих случаях стрелка вольтметра должна отклоняться в одну и ту же сторону. Генератор G подключается к схеме замыканием контактора К1. Применяемые в схеме амперметры должны быть рассчитаны на ток, равный примерно трехкратному номинальному току.

В течение испытаний (особенно при пусках) амперметры рекомендуется шунтировать, размыкая шунты только при замерах.

Таким образом, при испытании по схемам рис. 3 и 4 приходится уменьшать ток возбуждения двигателя и повышать скорость его вращения. Это несколько снижает точность полученных при испытаниях результатов. Снимать характеристики машин или кривые потерь по этим схемам нельзя, тем более что на результат еще накладывается возможное колебание напряжения сети. Кроме того, по этой схеме можно испытывать только машины, рассчитанные на напряжение 550 В.



Рис. 4 - Схема испытания двигателей смешанного возбуждения по методу возвратной работы с ослаблением поля двигателя и питанием от сети

Рис. 5 - Схема взаимной нагрузки двигателя и генератора последовательного возбуждения с подпиткой возбуждения генератора.

Схема испытания двигателей последовательного возбуждения по методу возвратной работы с линейным генератором и подпиткой возбуждения двигателя, работающего генератором.

Наиболее совершенными схемами испытания машин по методу возвратной работы являются схемы, в которых применяются источники питания с плавным регулированием напряжения.

На рис. 5 приведена упрощенная схема стенда для испытания тяговых двигателей последовательного возбуждения методом возвратной работы (взаимной нагрузки) с применением двух специальных генераторов постоянного тока с регулируемым возбуждением: линейного генератора G2, приводимого во вращение асинхронным двигателем М2, и вспомогательного генератора G3, приводимого во вращение асинхронным двигателем М3. В качестве генератора G1 использует машину такого же типа, как испытуемый двигатель М1. Генераторы G1 и G2 включают параллельно испытуемому двигателю М1 так, чтобы при вращении машин из ЭДС ЕГ и ЕЛГ были направлены навстречу ЭДС двигателя ЕД. Устойчивую параллельную работу генераторов G1 и G2 обеспечивают включением обмотки возбуждения LG1 генератора G1 в цепь тока IД двигателя М1, последовательно с его обмоткой возбуждения LМ1, как это показано на схеме (рис. 5).

Предположим, что характеристики двигателя М1 и генератора G1 совпадают. Валы этих машин механически соединены и могут иметь только одинаковую частоту вращения. В таких условиях ЭДС вращения двигателя ЕД и генератора ЕГ будут одинаковыми. При возбуждении линейного генератора G2 и повышении его ЭДС ЕЛГ машины М1 и G1 начнут вращаться. При двигательном режиме машин G1 и М1 повышение напряжения линейного генератора может вызвать недопустимое повышение их частоты вращения. Режим взаимной нагрузки (возвратной работы) машин G1 и М1 возникает, если ЭДС генератора ЕГ превысит ЭДС ЕД двигателя. Этого можно достичь различными способами, например, обмотки возбуждения LG1 генератора G1 от специального вспомогательного генератора G3. При замыкании контакторов К1 и К2 и соответствующем регулировании напряжения генератора G3 по обмотке возбуждения LG1 генератора G1 будет проходить больший ток IВГ = IД + IП, чем по обмотке возбуждения LМ1 двигателя М1 на значение тока IП подпитки. В этом случае магнитный поток, а следовательно, и ЭДС вращения ЕГ генератора G1 будут больше, чем двигателя М1, и принцип взаимной нагрузки этих машин будет осуществлен. Однако, при этом способе повышение ЭДС генератора G1 по сравнению с ЭДС двигателя М1 особенно при больших нагрузках ограничено увеличением тока в его обмотке возбуждения LG1 и превышением температуры обмотки.

Лучше регулировочные возможности системы взаимной нагрузки машин, собранной по схеме (рис. 6), в которой увеличения общей ЭДС, действующей в цепи генератора, достигают включением последовательно с ним другого вспомогательного генератора с независимым возбуждением, называемым вольтодобавочной машиной (ВДМ). В качестве такой машины в схеме (рис. 6) выступает генератор G1, который приводится во вращение асинхронным двигателем М3. Асинхронный двигатель М4 приводит во вращение линейный генератор G2. Плавное регулирование тока в обмотках независимого возбуждения LG1 и LG2 вольтодобавочной машины G1 и линейного генератора G2 резисторами R1 и R2 позволяют плавно изменять их ЭДС, а следовательно, и напряжение.

Из схемы (рис. 6) видно, что два механически сочлененных однотипных тяговых двигателя М1 и М2 электрически включены так, что ЭДС двигателя М2 в генераторном режиме направлена встречно ЭДС машины М1, работающей в двигательном режиме, и их вращающие моменты направлены встречно. Обмотки последовательного возбуждения LМ2 и LМ1 включены в цепь двигателя М1 последовательно.

Для обеспечения плавного и безопасного пуска замыканием контакторов К1 и К2 включают сначала только вольтодобавочный генератор G1 и постепенно увеличивают его напряжение до тех пор, пока в цепи генератор М2 - двигатель М2 не будет близким к номинальному.



Рис. 6 - Схема испытания двигателей последовательного возбуждения по методу возвратной работы с линейным и вольтодобавочным генератором

Так как при одинаковых магнитных характеристиках вращающие моменты машин М1 и М2 одинаковы, то для их вращения надо создать расхождение в характеристиках или напряжениях. Для этого включают линейный генератор G2 контакторами К3 и К4, возбужденный до напряжения, равного или несколько большего падения напряжения на неподвижном двигателе, и плавно увеличивают напряжение на двигателе М1 до номинальной величины.

При этом ток линейного генератора IЛГ пойдет по цепи двигателя вместе с током IГ генератора (машины М2, работающей в режиме генератора), так как ЭДС двигателя ЕД меньше суммы ЭДС генератора ЕГ и ЭДС вольтодобавочной машины ЕВДМ (ЕД < ЕГ + ЕВДМ). Так как ток двигателя IД больше тока генератора IГ на значение тока линейного генератора, то есть IД = IГ + IЛГ, то при одинаковых магнитных потоках вращающий момент двигателя окажется больше момента генератора.

Машины начнут вращаться ускоренно, пока электромагнитный вращающий момент двигателя не уравновесится моментом генератора и моментами сопротивления вращению от магнитных и механических потерь в двигателе и генераторе. После этого наступит установившееся вращение машин.

Таким образом, в схеме возвратной работы с линейным и вольтодобавочным генераторами ток двигателя регулируется путем изменения возбуждения вольтодобавочной машины, а величина напряжения - возбуждением линейного генератора.

Реверсирование испытуемых двигателей и смену режима работы машин (двигатель-генератор) осуществляют контролером S1, изменяющим четыре рабочих положения: двигатель М1 - генератор М2 при направлении вращения вперед или назад; двигатель М2 - генератор М1 при вращении вперед или назад. Для ослабления возбуждения при проверке коммутации тягового двигателя используют резистор R3, включаемый контактором К8. Ток нагрузки двигателя контролируют по шкале амперметра РА3; вольтметр PV1 и амперметр РА1 контролируют режим работы вольтодобавочной машины (генератора) G1. Режим работы линейного генератора контролируют с помощью амперметра РА2 и вольтметра PV2. Защиту силовой цепи генератора G1 и G2 от токов перегрузки и короткого замыкания осуществляют максимальные реле КS, КG и К7.



Рис. 7 - Схема испытания двигателей смешанного возбуждения по методу возвратной работы с линейным и вольтодобавочным генератором

Испытание тяговых электродвигателей смешанного возбуждения ДК-259Г-3 проводят аналогично по схеме рис. 7. Обмотки последовательного возбуждения LМ1 и LМ2 двигателей включены параллельно с целью получения нагрузки часового режима, при котором возбуждение составляет 50%. Ток обмотки независимого возбуждения устанавливают резистором R4. Контроль за током возбуждения осуществляют по амперметру РА4. Изменение направления вращения и смену режима работы (двигатель-генератор) выполняют контроллером S1.

На рис. 8 приведена схема испытания двигателей смешанного возбуждения по методу возвратной работы с регулируемыми статистическими линейным и вольтодобавочным источниками. В качестве таких источников используются нереверсивные якорные преобразователи, разработанные Харьковским электромеханическим заводом (ХЭМЗ).

По схемам рис. 6, 7 и 8 можно производить наиболее полные и точные испытания электрических машин.

2.1.3 Влияние напряжения вольтодобавочной машины на ток испытуемого двигателя

Для выяснения влияния напряжения вольтодобавочной машины на ток испытуемого двигателя рассмотрим установившееся электрическое равновесие в контуре генератор-двигатель на рис. 6

ЕВДМ + ЕГ - ЕД = IГ rВДМ + IГ r+ IД (rД + rВГ) (2.1)

где rВДМ - сопротивление обмоток вольтодобавочной машины, находящихся в цепи тока генератора;

r - сопротивление обмоток якоря и дополнительных полюсов генератора;

rД - сопротивление обмоток якоря, добавочных полюсов и последовательной обмотки возбуждения двигателя;

rВГ - сопротивление обмотки возбуждения генератора.

Рис. 8 - Схема испытания двигателей смешанного возбуждения по методу возвратной работы со статистическими линейным и вольтодобавочным источниками

Учитывая, что ЕВДМ - IГ rВДМ = UВДМ, на основании уравнения (1.1) получим

UВДМ = ЕД - ЕГ + IГ r+ IД (rД + rВГ). (2.2)

При одинаковых характеристиках намагничивания, а следовательно, и ЭДС двигателя и генератора напряжения вольтодобавочной машины полностью компенсирует падение напряжения в обмотках двигателя и генератора и равно этому падению напряжения. Если ЭДС двигателя больше или меньше ЭДС генератора на ?Е, то напряжение вольтодобавочной машины соответственно больше или меньше на такое же значение падения напряжения во всех обмотках двигателя и генератора. Учитывая, что r+ rВГ = rГ - сопротивление всех обмоток генератора и IГ = IД - IЛГ , на основании уравнения (2) получим выражение для тока двигателя

(2.3)

Ток двигателя зависит от напряжения вольтодобавочной машины. Для изменения тока нагрузки двигателя, регулируют ток в обмотке независимого возбуждения вольтодобавочной машины ВДМ, т.е. ее напряжение UВДМ ток двигателя IД зависит нелинейно, так как нелинейны 2-й и 3-й члены уравнения (2.3).

2.1.4 Расчет мощности вольтодобавочной машины и линейного генератора

Напряжение UД на зажимах двигателя зависит от напряжения линейного генератора UЛГ и падения напряжения в обмотке возбуждения генератора LМ2, т.е.

UД = UЛГ - IД rВГ . (2.4)

Для изменения напряжения UД регулируют ток независимого возбуждения линейного генератора, а следовательно, и его напряжение.

Обозначим падение напряжения в обмотках двигателя и в обмотке возбуждения генератора, включенных в одну последовательную цепь, в виде ?UД = IД (rД + rВГ), тогда на основании уравнения (2.2) получим

UВДМ = ЕД - ЕГ + IГ r+ ?UД. (2.5)

Мощность вольтодобавочной машины определим, умножая правую и левую части уравнения (2.5) на ток генератора IГ, т.е.

РВДМ =UВДМIГ =(ЕД - ЕГ)IГ + I r+ ?UД IГ . (2.6)

При одинаковых ЭДС двигателя и генератора вольтодобавочная машина компенсирует мощности потерь во всех обмотках двигателя и генератора, возникающие от протекания по ним тока IГ. При расхождении в характеристиках и ЭДС двигателя и генератора мощность РВДМ отличается от указанных потерь мощности на величину (ЕД - ЕГ)IГ .

Все потери мощности ??РД + ??РГ в двигателе и генераторе покрываются мощностью линейного генератора и вольтодобавочной машины. Поэтому мощность линейного генератора можно представить как

РЛГ = ??РД + ??РГ - РВДМ (2.7)

или

РЛГ = ??РД + ??РГ - (ЕД - ЕГ)IГ - I r+ ?UД IГ .

Таким образом, если из-за расхождения характеристик двигателя и генератора мощность вольтодобавочной машины возрастет на величину(ЕД- ЕГ)IГ, то мощность линейного генератора уменьшается на такую же величину, а уменьшение мощности РВДМ сопровождается соответствующим увеличением мощности РЛГ.

Напряжение линейного генератора получим на основании уравнения (2.4)

UЛГ = UД + IД rВГ . (2.8)

Ток линейного генератора

(2.9)

При выборе вольтодобавочной машины (ВДМ) номинальное и наибольшее напряжение рассчитывают по уравнению (2.2) при номинальном и наибольшем токе испытуемого двигателя. Разница между током двигателя и генератора невелика и можно считать Iд ? Iг . Учитывают наибольшую ожидаемую разность ЭДС Ед - Ег . Предполагают наибольшее возможное сопротивление обмоток при наибольших допустимых температурах. Номинальный и наибольший токи ВДМ принимают равными соответствующим токам двигателя.

Номинальное и наибольшее значение напряжения линейного генератора (ЛГ) определяют по уравнению (2.8) при номинальном и наибольшем напряжениях UД двигателя при наибольшем токе в обоих случаях. Номинальный (часовой) ток линейного генератора находят по уравнениям (2.7) и (2.9). Общие потери в двигателе и генераторе принимают равными удвоенной мощности потерь в двигателе при часовом режиме. Мощность ВДМ при этом определяют, учитывая наибольшее ожидаемое превышение ЭДС генератора ЕГ над ЭДС двигателя ЕД.

Расчет мощности вольтодобавочной машины и линейного генератора при испытании тяговых двигателей смешанного возбуждения по схеме рис. 7

Напряжение вольтодобавочной машины

Uвдм = ЕД - ЕГ + IГ r+ IД (. (2.10)

где - сопротивление обмоток якоря и дополнительных полюсов двигателя;

rВД - сопротивление последовательной обмотки возбуждения двигателя;

rВГ - сопротивление последовательной обмотки генератора.

Учитывая, что Iг = Ед - Елг , из уравнения (2.10) получим выражение для тока двигателя

(2.11)

Напряжение линейного генератора равно напряжению двигателя

Uлг = Uд (2.12)

Обозначим падение напряжения в обмотках якоря и добавочных полюсов двигателя, а также в параллельно соединенных последовательных обмотках возбуждения генератора и двигателя, включенных в одну последовательную цепь, в виде

 ,

тогда на основании уравнения (2.10) получим

, (2.13)

Мощность вольтодобавочной машины

. (2.14)

Мощность линейного генератора

. (2.15)

Ток линейного генератора

(2.16)

Если при испытаниях исследуют переходные процессы, то все оборудование стенда, включая ВДМ и ЛГ, рассчитывают на токи и напряжения, возникающие при этих процессах.

Обычно в качестве ЛГ и ВДМ используют тяговые машины, подходящие по току, напряжению, частоте вращения. При переводе их с последовательного на независимое возбуждение для уменьшения тока возбуждения маловитковые катушки полюсов заменяют на многовитковые.

Все коммутации в цепях испытательной установки осуществляют тяговыми аппаратами с дистанционным управлением: контакторами, реверсорами и др. Для защиты используют быстродействующие автоматические выключатели и реле. Предусматривают также защиту от чрезмерных частот вращения с помощью специальных реле, выключающих цепи независимого возбуждения ЛГ и ВДМ.

При способе взаимной нагрузки взамен ЛГ можно использовать вспомогательный двигатель, соединенный муфтой с валом испытуемой машины. Он должен иметь широкий диапазон регулирования частоты вращения до испытательной частоты вращения тягового двигателя. Мощность вспомогательного двигателя определяют так же, как мощность ЛГ.

При испытаниях тяговых машин для замеров электрических величин применяют измерительные приборы класса точности не ниже 0,5. Приборы для измерения частоты вращения подбирают так, чтобы ожидаемые частоты укладывались в диапазоне от 25 до 95% их шкалы. При приемо-сдаточных испытаниях можно использовать регистрирующие приборы с погрешностями не более 8%.

3. ПРОЕКТНАЯ ЧАСТЬ

3.1 Стенд динамических испытаний тяговых двигателей ТЕ-022

3.1.1 Назначение и состав

Стенд динамических испытаний предназначен для проведения испытаний тяговых двигателей на работоспособность в режимах холостого хода и под нагрузкой в соответствии с программой и методикой проведения приемо-сдаточных испытаний, установленной ГОСТ 2582-81.

В основу испытательного стенда положена схема взаимного нагружения тяговых двигателей, представленная на рис. 6. В качестве дополнительных источников электроэнергии с плавным регулированием напряжения (вольтодобавочного генератора и линейного генератора) используются генераторы постоянного тока с независимым возбуждением, приводимые во вращение асинхронными короткозамкнутыми двигателями.

В состав стенда также входят: источник постоянного тока напряжением 110 В для питания обмоток независимого возбуждения вольтодобавочного и линейного генераторов, аппаратура управления, контроля, регулирования и защиты.

3.1.2 Расчет мощности ВДМ и ЛГ при испытании ТЭД трамвая ТЕ-022 по методу взаимной нагрузки

Исходные данные:

Номинальный ток тягового двигателя IДном = 150 А .

Максимальный ток тягового двигателя IДmах = 2IДном = 300 А .

Номинальный и максимальный токи вольтодобавочной машины (ВДМ): IВДМном /IВДМmах = 150/300 А .

Класс изоляции обмоток ТЭД ТЕ-022 - В.

Допустимые предельные превышения температуры для изоляции класса В: обмотки якоря - 120?С; обмотки возбуждения и обмотки добавочных полюсов - 130?С.

Сопротивления обмоток при предельном превышении температуры ?доп : обмотка якоря rЯmах = rЯ20? (1+ ?т ·?доп) = 0,0507(1+ 0,004 ·120) = 0,075 Ом.

С учетом пятипроцентного допуска

rЯ = rЯmах · 1,05 = 0,075 · 1,05 = 0,0788 Ом.

Обмоток возбуждения и добавочных полюсов с учетом пятипроцентного допуска:

rГП = rГП20? (1+ ?т ·?доп) ·1,05 = 0,0241(1+ 0,004 ·130) ·1,05 = 0,0385 Ом.

rДП = rДП20? (1+ ?т ·?доп) ·1,05 = 0,0228(1+ 0,004 ·130) ·1,05 = 0,0364 Ом.

Ток двигателя принимаем равным току генератора

IД = IГ .

Полное сопротивление цепи якоря двигателя

rДmах = rЯ + rГП + rДП = 0,0788 + 0,0385 + 0,0364 = 0,1537 Ом.

ЭДС двигателя при токе IДном и сопротивлении rДмах

ЕДmin = UДном - rДmах · IДном = 300 - 150 · 0,1537 = 277 В.

Принимаем разность ЭДС двигателя и генератора

ЕД - ЕГ = ?Е = 15 В.

Номинальное и наибольшее значения напряжения ВДМ:

при ?Е = 0 : UВДМном = 2IДном · rДmах = 2 · 150 · 0,1537 = 46 В ;

UВДМmax = 2IДmax · rДmах = 2 · 300 · 0,1537 = 92 В ;

при ?Е = 15 В : UВДМном = ?Е + 2IДном · rДmах = 15 + 46 = 61 В ;

UВДМmax = ?Е + 2IДmax · rДmах = 15 + 92 = 107 В .

Номинальная и максимальная мощность ВДМ:

РВДМном = UВДМном · IГном = 61 · 150 = 9150 Вт = 9,15 кВт ;

РВДМmax = UВДМmax · IГmax = 107 · 300 = 32100 Вт = 32,1 кВт .

Общие потери в двигателе и генераторе принимаем равными удвоенный мощности потерь в двигателе при часовом режиме:

??РД + ??РГ = 2Р1Д(1 - ?Дном) = 2UДном · IДном(1 - ?Дном) =

= 2 · 300 · 150 (1 - 0,91) = 8100 Вт = 8,1 кВт .

Мощность линейного генератора определяем с учетом наибольшего ожидаемого превышения ЭДС генератора над ЭДС двигателя, то есть при ?Е = -15 В :

РЛГ = ??РД + ??РГ - ?Е · IГ - 2 = 8100 + 15 · 150 - 2 · 1502 · 0,1537 = 3434 Вт = 3,434 кВт

Ток линейного генератора

IЛГ = РЛГ/UД = 3434/300 = 11,5 А

Принимаем мощность линейного генератора РЛГ = 4 кВт .

3.1.3 Выбор типа вольтодобавочного генератора и его приводного двигателя

В качестве вольтодобавочной машины можно использовать трамвайный тяговый двигатель ДК-259Д-3 смешанного возбуждения с преобладанием МДС обмотки параллельного возбуждения при включении его по схеме независимого возбуждения (обмотка последовательного возбуждения при этом исключается). МДС обмотки независимого (параллельного) возбуждения будет достаточна для регулирования напряжения от нуля до UВДМmax = 107 В.

Технические данные двигателя ДК-259Д-3.

Напряжение, на которое выполнена изоляция, UС = 550 В.

Напряжение на коллекторе UД = 275 В.

Мощность часового режима РЧ = 43 кВт.

Частота вращения: номинальная ?ном = 1120 об/мин,

наибольшая ?mах = 4050 об/мин.

Ток часового (номинального) режима IЧ = 182 А.

Коэффициент полезного действия ?Ч = 0,87.

Масса m = 450 кг.

Якорь: диаметр Dя = 280 мм, длина сердечника ?а = 205 мм, число пазов Z = 35.

Коллектор: диаметр Dк = 245 мм, число пластин К = 175.

Обмотка якоря: класс изоляции Н, число проводников N = 350,

число параллельных ветвей 2a = 2,

сопротивление обмоток при 20?С rоя = 0,055 Ом.

Обмотка последовательного возбуждения: число витков на полюс ?с = 8, сопротивление при 20?С rвс = 0,0104 Ом, класс изоляции F.

Обмотка параллельного возбуждения: число витков на полюс ?ш = 265, сопротивление при 20?С rвш = 6,6 Ом, класс изоляции F.

Обмотка добавочных полюсов: число витков на полюс ?дп = 26, сопротивление при 20?С rдп = 0,027 Ом, класс изоляции F.

Число полюсов 2р = 4.

Число щеткодержателей 2.

Для привода во вращение вольтодобавочной машины используем асинхронный трехфазный двигатель типа 4АН200М4У3. Это асинхронный короткозамкнутый двигатель серии 4А, исполнение по способу защиты IР23 (защищенное исполнение), высота оси вращения 200 мм, установочный размер по длине станины средний (буква М), число полюсов 4, климатическое исполнение У (эксплуатация в районах с умеренным климатом), категория размещения 3 (эксплуатация в закрытых помещениях с естественной вентиляцией), способ охлаждения IСА01 (хладоагент - воздух свободно подводится из окружающей среды к машине и свободно возвращается в эту среду, способ перемещения хладоагента - вентилирующим действием ротора).

Технические данные двигателя 4АН200М4У3:

мощность 45 кВт; скольжение 1,8%; коэффициент полезного действия 91%; коэффициент мощности cos ? = 0,89; перегрузка по вращающему моменту Мmax/Мном = 2,2; отношение пускового момента к номинальному Мп/Мном = 1,2; отношение пускового тока к номинальному Iп/Iном = 6,5; синхронная частота вращения ?1 = 1500 об/мин.

3.1.4 Расчет линейного генератора

Исходные данные:

Номинальная мощность Рном = 4 кВт.

Номинальное напряжение Uном = 275 В.

Номинальная частота вращения ?ном = 1450 об/мин.

Возбуждение - независимое.

Изоляция обмоток класса F.

Режим работы продолжительный (S1).

Генератор проектируется в защищенном исполнении (IР22) с аксиальной вытяжной вентиляцией, с центробежным радиальным вентилятором на валу (IС01). Охлаждающий воздух засасывается через жалюзи щитов со стороны коллектора, омывает коллектор, проходит двумя параллельными потоками между катушками полюсов и через аксиальные каналы коллектора и якоря и выбрасывается через решетку заднего подшипникового щита. Вентилятор стальной клепаный установлен на валу со стороны заднего подшипникового щита.

1. Выбор главных размеров (наружного диаметра якоря и длины сердечника якоря).

Для изготовления генератора используем пакет железа якоря двигателя постоянного тока ДК-408В, у которого наружный диаметр D = 23 см.

Выбираем число главных полюсов 2р = 4.

Предварительное значение электромагнитных нагрузок:

магнитная индукция в воздушном зазоре В? = 0,44 Тл;

линейная нагрузка якоря А = 130 А/см.

Расчетная мощность

Р? = Кг · Рном = 1,15 · 4 = 4,6 кВт,

где Кг = 1,15 по табл. 12-5 [19].

Расчетный коэффициент полюсного перекрытия по рис. 12-6 [19] ?? = 0,64.

Предварительное значение расчетной длины якоря



Так как l ? < 30 см, принимаем однопакетное исполнение якоря и примерное равенство расчетной и действительной длины якоря, l ? ? l 1 = l = 10 см.

Полюсное деление якоря

Проверяем значение ? = l ?/? , которое должно быть в пределах 0,5 ? ? ? 1,5:

? = l ?/? = 10/18 = 0,56 .

Окружная скорость якоря

2. Обмотка якоря, число коллекторных пластин и пазов, размеры пазов и ярмо якоря.

Значение тока якоря

Число пазов якоря

z = 45 .

Применим простую волновую обмотку якоря, имеющую две параллельные ветви (2а = 2).

Зубцовое деление якоря

.

Число проводников в пазу

.

В двухслойной обмотке число проводников в пазу должно быть целым и четным. Принимаем N/z = 30.

Уточняем значение линейной токовой нагрузки якоря

Полное число проводников обмотки якоря

N = z(N/z) = 45 · 30 = 1350 .

Для выбора числа коллекторных пластин К составим таблицу вариантов, используя соотношения,

?с = N/(2К), Uп = К/z,

где ?с - число витков в секции якорной обмотки;

Uп - число секций в якорной катушке, которое в простой волновой обмотке (а=1) при числе пар главных полюсов р = 2 должно быть целым и нечетным.

Таблица 1

Варианты выбора Uп, К и ?с

№ вари-анта	Uп	К = Uп · z	?с = N/2К
1	1	45	15	24,4
2	3	135	5	8,1

Принимаем вариант № 2, обеспечивающий меньшее число витков в секции ?с = 5 и допустимое значение среднего напряжения между соседними коллектор-ными пластинами Uк.ср = 8,1 < 16 В.

Шаги обмотки якоря:

первый шаг обмотки по реальным пазам (зубцовый шаг)

принимаем у1z = 11;

шаг по коллектору (результирующий шаг по якорю)

первый и второй шаги обмотки по элементарным пазам

у1 = Uп · у1z = 3 · 11 = 33 ; у2 = у - у1 = 67 - 33 = 34 .

Составляем схему соединений секционных сторон обмотки в секции и секций между собой путем последовательного прибавления к первому элементарному пазу значений первого у1 и второго у2 шагов до полного заполнения всех элементарных пазов и замыкания обмотки.

Выбираем плотность тока ?а = 4,5 А/мм2.

Сечение меди проводника обмотки якоря

Выбираем провод марки ПСД следующих стандартных размеров [19, табл. IV-1 и IV-4] :

диаметр голого провода d = 1,45 мм;

диаметр изолированного провода dиз = 1,72 мм;

поперечное сечение меди Sa = 1,651 мм ;

вес 1 км голого провода G = 14,68 кг;

сопротивление 1 км провода при 15?С R = 10,41 Ом.

Уточняем значение плотности тока

.

Выбираем полузакрытое с параллельными стенками пазы, крепление обмотки в пазах - клином, толщиной 3 мм.

Свободная площадь паза при коэффициента заполнения площади паза Кз = 0,75

Выбираем ширину паза вп = 7,1 мм.

Проводим заполнение паза изоляцией и проводом (рис. 2).

Рис. 2 - Заполнение паза и его размеры.

Обмотка статора двухслойная из мягких секций, исполнение изоляции влагостойкое, класс изоляции обмотки F, форма паза прямоугольная, число проводников в пазу 30.

Таблица 2

Спецификация паза

По- зи- ция на рис.2	Материал	Количество слоев	Толщина изоляции, мм
	Наименование	Тол-щина, мм	По ширине	По высоте	По ширине	По высоте
1	2	3	4	5	6	7
1	Провод марки ПСД: 1,45/1,72; 1,651 мм2	-	-	-	-	-
2	Пленкоэлектрокартон	0,27	2	3	0,54	0,8
3	Электрокартон ЭВ	0,27	2	3	0,54	0,8
4	Пленкоэлектрокартон	0,27	-	2	-	0,54
5	Пленкоэлектрокартон	0,27	-	1	-	0,27
6	Клин	3,0	-	1	-	3,0
	Всего на паз без клина	-	-	-	?из.ш=1,1	?из.в=2,4

Ширина изолированного паза

вп.из = вп - ?из.ш = 7,1 - 1,1 = 6,0 мм.

Высота паза за вычетом изоляции

Высота паза в штампе

hп = hп.из +?из.в + hкл + hш + ?шт.в = 19,6 + 2,4 + 3,0 + 0,5 + 0,5 = 26 мм.

Здесь hш = 0,5 мм - высота шлица паза;

?шт.в = 0,5 мм - допуск на штамповку по высоте.

Ширину шлица паза вш берем больше диаметра изолированного провода, закладываемого в паз, на 1,5 мм, тогда

вш = 1,5 + = 1,5 + 1,72 = 3,22 мм.

Размеры зубца якоря:

Высота зубца hz = hп = 26 мм.

Максимальная ширина зубца вz max = t1 - вш = 16 - 3,22 = 12,78 мм.

Минимальная ширина зубца вz min = t1min - вп = 12,42 - 7,1 = 5,32 мм.

Здесь

Предварительное значение ЭДС якоря

Магнитный поток полюса



Магнитная индукция в воздушном зазоре

Высота ярма (спинки) якоря

где dв = 60 мм - средний диаметр вала;

mк = 1 - число рядов вентиляционных каналов;

dк = 20 мм - диаметр вентиляционных каналов (в ярме якоря выполняем

11 аксиальных вентиляционных каналов).

Расчетное сечение ярма

Sа = Кс · l · hа = 0,93 · 10 · 4,57 = 42,5 см2.

3. Размеры коллектора. Щетки.

Диаметр коллектора

Dк = (0,6 - 0,85) ·D = (0,6 - 0,85) ·23 = 13,8 - 19,5 см.

Выбираем по табл. 12-11 [19] нормализованный диаметр

Dк = 15 см.

Коллекторное деление

Выбираем щетки марки Г3; допустимая плотность тока ?щ = 10 ... 11 А/см2; удельное нажатие Рщ = 200 ... 250 г/ см2; переходное падение напряжения на пару щеток = 1,9 В; размеры щетки [19, приложение] вщ = lщ = 0,8х1,0 см; перекрытие щеткой коллекторных делений

?щ = вщ /tк = 8/3,49 = 2,29.

Суммарная площадь щеточного контакта

Выбираем число щеток на щеточный болт

принимаем 1 .

Общее число щеток Nщ = 2р = 2 · 2 · 1 = 4 .

Полная длина коллектора Lк = 1,6 см.

Окружная скорость коллектора

4. Воздушный зазор. Размеры главного полюса. Ярмо станины.

Воздушный зазор [19, формула (12-38)]



где вр = в? = ?? · ? = 0,64 · 18 =11,5 см - действительная длина полюсной дуги.

Принимаем = 0,18 см.

Аксиальная длина полюса (полюс шихтованный)

lm = lр = l = 10 см.

При шихтованных полюсах длина полюса lm совпадает с длиной lр полюсного наконечника и принимается равной длине l якоря.

Ширина сердечника полюса [19, формула (12-43)]

где 0,98 - коэффициент заполнения сталью шихтованного сердечника;

Вm = 1,2 ? 1,4 Тл - индукция в сердечнике полюса.

Принимаем вm = 4,5 см.

Сечение полюсного сердечника

Sm = 0,98 · lm · вm = 0,98 · 10 · 4,5 = 44,1 см2.

Высота боковых концов полюсных наконечников [19, формула (12-42)]

Высота полюсного сердечника [19, рис. 12-10]

hm = 7 ? 10 см; принимаем hm = 9 см.

Аксиальная длина ярма статора

lс = (1,2 ? 2,0) · lm = (1,2 ? 2,0) ·10 = 1,2 ? 2,0 см.

Принимаем lс = 18 см.

Поперечное сечение ярма статора [19, формула (12-44)]

где Вс = 1,1 ? 1,3 Тл по табл. 12-3 [19] (стальной прокат).

Принимаем Sс = 24 см2.

Высота ярма станины

hс = Sс/lс = 24/18 = 1,30 см.

Наружный диаметр станины

Dс = D + 2(? + hm + hс ) = 23 + 2(0,18 + 9 + 1,30) = 45 см.

5. Расчет магнитной цепи. Характеристика холостого хода. Переходная характеристика.

Магнитный поток якоря

Магнитная индукция в воздушном зазоре

Коэффициент воздушного зазора [19, формула (6-16)]

где вz1 = t1 - вш = 1,6 - 0,322 = 1,278 см - ширина коронки зубца (рис. 2).

Магнитное напряжение воздушных зазоров (на два полюса)

F? = 1,6 ·104 · В? · К? · ? = 1,6 ·104 · 0,133 ·10-2 · Еа· 1,1 · 0,18 = 4,21·Еа , А.

Ширина зубца:

на окружности якоря вz1 = 1,278 см;

на середине зубца вz2 = t2 - вп = 1,42 -0,71 = 0,71 см,

где

у основания зубца вz3 = t3 - вп = 1,24 - 0,71 = 0,53 см,

где

на 1/3 высоты от основания зубца

вz1/3 = t1/3 - вп = 1,36 - 0,71 = 0,65 см,

где

Коэффициент Кп1/3 [19, формула (6-29)] на 1/3 высоты от основания зубца

Магнитная индукция в зубце на 1/3 высоты зубца

Магнитное напряжение в зубцовом слое

Fz = 2hz · Hz1/3 = 2 · 2,26 · Hz1/3 = 5,2 · Hz1/3 , А,

где Hz1/3 из табл. II-1 зазора [19].

Магнитное напряжение в ярме якоря

Fа = Lа · На = 10,3 · На , А,

где Hа из табл. II-1 [19];

Поток рассеяния главных полюсов [19, формула (6-66)]

где F?za = F? + Fz + Fа .

Коэффициент магнитного рассеяния

Поток сердечника главного полюса

Фm = Ф + Ф? , Вб.

Магнитная индукция в сердечнике главного полюса

Магнитное напряжение сердечников главных полюсов

Fm = 2hm · Hm = 18 · 9 · Hm =18 · Hm , А,

где Hm из табл. II-1 [19].

Магнитная индукция в ярмо станины

Магнитное напряжение в ярме станины

Fс = Lс · Нс = 34,3 · Нс , А,

где

Hс из табл. II-5 [19].

Намагничивающая сила на пару полюсов

?F = F? + Fz + Fа + Fm + Fc , А.

Намагничивающая сила возбуждения на всю машину

Fо = р?F, А.

По полученным расчетным формулам составляем таблицу 3 расчета магнитной цепи генератора, на основании данных которой на рис. 3 построены характеристика холостого хода Еа =f(Fо) и переходная характеристика В? = f(F?za).

6. Расчет обмотки независимого возбуждения.

Расчетное значение намагничивающей силы (НС) при номинальной нагрузки

FВ = 1,15 · Fо.ном = 1,15 · 3712 = 4269 А.

Таблица 3

Данные расчета магнитной цепи генератора

Еа	%	26	50	83	100	126	115
	В	71,5	137,5	228	275	346,5	317
Ф = 0,153 ·10-4 · Еа	Вб	0,00109	0,0021	0,00349	0,0042	0,0053	0,00485
В? = 0,133 ·10-2 · Еа	Тл	0,0951	0,183	0,303	0,366	0,461	0,42
F? = 4,21 · Еа	А	301	579	960	1158	1459	1335
Вz1/3 = 0,35 ·10-2 · Еа	Тл	0,25	0,481	0,798	0,962	1,21	1,11
Нz1/3	А/см	-	1,64	3,16	4,6	8,66	6,64
Fz = 5,2 · Нz1/3	А	-	8,5	16,4	23,9	45,0	34,5
Ва = 0,18 ·10-2 · Еа	Тл	0,129	0,248	0,41	0,495	0,624	0,57
На	А/см	-	-	1,43	1,69	2,23	1,99
Fа = 10,3 · На	А	-	-	15,0	17,4	23,0	20,0
F?za = F? + Fz + Fа	А	301	588	991	1199	1527	1390
Фв = 11,25 ·10-8 · F?za	Вб	0,000034	0,000066	0,00011	0,00013	0,00017	0,00016
? = 1 + Ф?/Ф	-	1,031	1,031	1,031	1,031	1,032	1,032
Фm = Ф + Ф?	Вб	0,00112	0,00217	0,00360	0,00433	0,00547	0,0050
Вm = (104 · Фm)/44,1	Тл	0,254	0,492	0,816	0,982	1,240	1,134
Нm	А/см	-	1,68	3,27	4,82	9,46	7,1
Fm = 18 · Нm	А	-	30,2	58,9	86,8	170	128
Вс = (104 · Фm)/48	Тл	0,233	0,452	0,75	0,902	1,14	1,04
Нс	А/см	1,86	3,62	6,32	8,0	11,67	9,86
Fс = 34,3 · Нс	А	63,8	124	217	274	400	338
?F = F?za + Fm + Fс	А	365	742	1267	1560	2097	1856
Fо = 2 · ?F	А	730	1484	2534	3120	4194	3712
0,5 · F?za	А	150	294	495	600	763	695



Рис. 3 - Характеристика холостого хода и переходная характеристика генератора

Магнитная система генератора слабонасыщена, поэтому размагничивающее действие реакции якоря не учитываем.

Средняя длина витка катушки

lв.ср = 2[lm + вm + 4 · ?из] + ? · вк = 2[10 + 4,5 + 4 · 0,2] + 3,14 · 2,5 = 38,5 см,

где ?из = 0,2 см - толщина изоляции сердечника полюса;

вк = 2,5 см - предварительно выбранная ширина катушки.

Сечение проводника обмотки независимого возбуждения

где К? = 1,4 - коэффициент, учитывающий увеличение сопротивления при нагреве [19, табл. 11-8];

Uв = 110 В - напряжение возбуждения.

Выбираем провод марки ПСД следующих стандартных размеров [19, табл. IV-1 и IV-4]:

диаметр голого провода d = 0,69 мм;

диаметр изолированного провода dиз = 0,94 мм;

поперечное сечение меди Sв = 0,374 мм2;

вес 1 км голого провода G = 3,32 кг;

сопротивление 1 км провода при 15?С Rв = 46 Ом.

Наибольший ток обмотки возбуждения

Iв.max = ?В · Sв = 3,5 · 0,374 = 1,3 А ,

где ?В = 3,5 А/ мм2 из табл. 12-12 [19].

Число витков обмотки возбуждения на один полюс

Сопротивление обмотки возбуждения:

а) при 20?С

б) при 75?С

rВ75 = 1,22 · rВ20 = 1,22 · 61 = 74 Ом;

в) при 120?С

rВ120 = К? · rВ20 = 1,4 · 61 = 85,4 Ом.

Максимальный ток возбуждения

Iв.max = Uв/rВ120 = 110/85,4 = 1,29 А.

Номинальный ток обмотки независимого возбуждения

Сопротивление обмотки якоря:

при 20?С

где

lа.ср = l + 1,3 · ? = 10 + 1,3 · 18 = 33,4 см;

lл = 1,3 · ? = 1,3 · 18 = 23,4 см;

при 120?С

rа120 = К? · rа20 = 1,4 · 1,22 = 1,7 Ом;

при 75?С

rа75 = К? · rа20 = 1,22 · 1,22 = 1,49 Ом.

Электродвижущая сила якоря при номинальной нагрузке

Еа.ном = Uном + Iном(rа120 + rд120) + 2 · ?Uщ = 275 + 14,5(1,7 + 0,235) + 1,9 = 303 В,

где rд120 = 0,235 Ом - сопротивление обмотки дополнительных полюсов (см. расчет добавочных полюсов).

7. Коммутация. Расчет добавочных полюсов.

Укорочение шага

Ек = К/(2р) - Uп · уz = 135/4 - 3 · 11,25 = 0.

Коммутационная зона [19, формула (12-50)]

ширина щетки и коллекторное деление, приведенные к диаметру якоря, см.

Коэффициенты удельной магнитной проводимости коммутируемых секций:

а) ?п по (7-24) и рис. 7-6 [19], и рис. 2

б) ?z по формуле (12-48а) [19]

Здесь врд - длина полюсной дуги полюсного наконечника добавочного полюса [19, формула (12-66)]

врд ? (0,65 ? 0,75) · вк.з = (0,65 ? 0,75) · 2,56 = 1,664 ? 1,92 см;

принимаем врд = 1,8 см;

?д - воздушный зазор между добавочным полюсом и якорем [19, формула (12-72а)]

?д ? (0,012 ? 0,01) · D = (0,012 ? 0,01) · 23 = 0,276 ? 0,23 см;

принимаем ?д = 0,27 см;

К?д - коэффициент воздушного зазора добавочного полюса [19, формула (12-72а)]



в) ?л определяем по формуле (12-52) [19]

?л = (0,5 · lл)/l? = (0,5 · 23,4)/10 = 1,17,

lл = 1,3 · ? = 1,3 · 18 = 23,4 см - длина лобовой обмотки якоря.

Коэффициент средней магнитной проводимости коммутируемых секций [19, формула (12-47)]

? = 0,4 · ?(К??п + К??z + ?л) = 0,4 · 3,14(1,5 · 1,0 + 1,5 · 0,92 + 1,17) ? 5,

где К? = 1,5 из рис. 12-11 [19] при ?щ = 2,29; Ек = 0 и Uп = 3.

Среднее значение реактивной ЭДС в коммутируемой секции [19, формула (12-45)]

eR = 2?с · ?а · А · ? · l? · 10-6 = 2 · 5 · 17,45 · 136 · 5 · 10 · 10-6 ? 1,19 В

Среднее значение магнитной индукции в воздушном зазоре добавочного полюса [19, формула (12-65)]

где принимаем разность падений напряжения в щеточном контакте под набегающим и сбегающим краями щетки ?Uщ.н - ?Uщ.с = 1,0 В.

Магнитный поток в воздушном зазоре [19, формула (12-67)]

Фд = Вк · врд · lрд = 0,10805 · 1,8 · 10 ·10-4 = 1,45 ·10-4 Вб.

Намагничивающая сила обмотки добавочных полюсов на два полюса [19, формула (12-77)]

Fд ? 1,1 · 0,8 · Вк · 2К?д · ? + А? = 1,1 · 0,8 · 0,0805 · 10-4 · 2 · 1,08 · 0,23 + 136 · 18 = 2800 А.

Магнитный поток рассеяния добавочного полюса [19, формула (12-68)]

Ф?д = Fд · lрд · ??д = 2800 · 10 · 1,4 · 10-8 = 0,00039 Вб = 3,9 · 10-4 Вб.

где ??д ? 1,4 - удельная проводимость для потока рассеяния.

Магнитный поток в сердечнике добавочного полюса [19, формула (12-69)]

Фmд = Фд + Ф?д = (1,45 + 3,9) · 10-4 = 5,35 · 10-4 Вб.

Коэффициент магнитного рассеяния добавочных полюсов

?д =Фmд /Фд = (5,35 · 10-4)/(1,45 · 10-4) = 3,69.

Поперечное сечение сердечника добавочного полюса [19, формула (12-71)]

Размеры сердечника добавочного полюса:

а) lmд = lрд = l = 10 cм;

б) вmд = Smд /lmд = 13,4/10 = 1,34 см.

Число витков на полюс обмотки добавочных полюсов [19, формула (12-74)]

где ад = 1 - число параллельных ветвей обмотки.

Сечение проводников обмотки добавочных полюсов

?д,

где ?д = 2,1 А/мм2 - плотность тока в обмотке добавочных полюсов.

Размеры проводника обмотки марки ПСД:

диаметр голого провода d = 2,83 мм;

диаметр изолированного провода dиз = 3,16 мм;

поперечное сечение меди Sд = 6,29 мм2.

Размещение обмотки в два ряда, по 28 витков по высоте; высота катушки hк = 8,8 см; ширина катушки вк = 0,72 см.

Сопротивление обмотки добавочных полюсов:

а) при 20?С

где

lд.ср = 2(lmд + вmд + 4 · ?из) + ? · вк = 2(10 + 1,34 + 4 · 0,2) + 3,14 · 0,72 = 26,5 см;

а) при 120?С

rД120 = 1,4 · rД20 = 1,4 · 0,168 = 0,235 Ом;

а) при 75?С

rД75 = 1,22 · rД20 = 1,22 · 0,168 = 0,205 Ом.

8. Потери и коэффициент полезного действия.

Вес стали ярма сердечника якоря

Gа = 7,8 · 2р · lа · Sа · 10-3 = 7,8 · 2 · 2 · 10,3 · 42,5 · 10-3 = 13,6 кг.

Вес зубцов якоря

Gz = 7,8 · zhz · Кс · l · вz2 · 10-3 = 7,8 · 45 · 2,6 · 0,93 · 10 · 0,75 · 10-3 = 6,0 кг,

где hz = hп = 2,6 см.

Частота перемагничевания стали

Основные потери в стали ярма якоря [19, формула (8-23)]

Рса = Са Ва2 Ga = 11,5 0,572 13,6 = 51 Вт,

где

Ва = 0,57 Тл по табл.3.

Основные потери в стали зубцов якоря [19, формула (8-25)]

где

ВZ2 = (ВZ1/3 вZ1/3)/вZ2 = (1,11 0,65)/0,71 = 1,016 Tл;

ВZ1/3 = 1,11 Тл по табл. 3.

Полные потери в стали

Ра = Рса + Рсz = 61 + 67 = 118 Вт.

Механические потери в подшипниках и на вентиляцию

Рмх = (2 3%)Рном = 0,02 4,103 = 80 Вт.

Механические потери щеточного контакта [19,формула (8-8)]

Ртр.щ = 9,81 Ктр рщ Sщ ?k= 9,81 0,25 0,25 3,2 11,4 = 22 Bт,

где

Sщ = Nщ Вщ lщ = 4 0,8 1,0 = 3,2 см2;

?k= 11,4 м/с.

Полные механические потери

Рмх = Рмх+ Ртр.щ = 80 + 22 = 102 Вт.

Электрические потери в обмотке якоря

Электрические потери в обмотке добавочных полюсов

Электрические потери в щеточном контакте

Рэщ = 2 Uщ Iном =1,9 14,5 = 28 Вт.

Потери в обмотке независимого возбуждения

Добавочные потери при нагрузке

Рдоб = 0,01 Рном = 0,01 4 103 = 40 Вт.

Полные потери генератора при номинальной нагрузке

Р = Рэ + Рэв + Ра + Рдоб + Рмх = 697 + 125 + 118 + 40 + 102 = 1082 Вт,

где

Рэ = Рэа + Рэд + Рэщ = 313 + 43 + 28 = 697 Вт.

Коэффициент полезного действия генератора при номинальной нагрузке

3.1.5 Выбор приводного двигателя для генератора

Для привода линейного генератора применяется асинхронный двигатель 4А100L4УЗ. Этот трехфазный короткозамкнутый асинхронный двигатель серии 4А, высота оси вращения 100 мм, степень защиты IP44 (закрытого исполнения), число полюсов 4, климатическое исполнение У, категория размещения 3.

Технические данные двигателя: мощность 4 кВт; скольжение S = 5,3%; коэффициент полезного действия ? = 84%; коэффициент мощности cos ? = 0,84; Ммах/Мном = 2,2; Мп/Мном = 2; Iп/Iном = 6.

3.1.6 Конструктивное исполнение стенда

Испытываемые тяговые двигатели устанавливаются на специальной рамке, размещенной на бетонном основании. Сочленение валов машин осуществляется посредством картонного вала, что исключает точную центровку валов и дополнительные потери времени при подготовке к испытаниям. Линейные и вольтодобавочные генераторы со своими приводными двигателями устанавливаются на фундаментной рамке в близи испытываемых машин.

Источник постоянного напряжения 110 В, аппаратура управления, контроля и защиты смонтированы в специальном шкафу. Управление осуществляются с пульта управления, на горизонтальную вертикальную панели которого выведены органы управления, защиты; сигнализации и измерительные приборы. Для точных измерений предусмотрен лабораторный стол с измерительными переносными приборами повышенного класса точности.

3.2 Стенд испытания электрической прочности изоляции обмоток ТЭД ТЕ-022

электрический двигатель трамвай генератор

3.2.1 Состав стенда

1. Пульт управления.

2. Трансформаторы напряжения: регулировочный Т1, согласующий Т2 и испытательный Т3.

3. Измерительные приборы: киловольтметр РV1, микроамперметр РА1, секундомер РТ, электронный осциллограф РG.

4. Коммутационная аппаратура: выключатель автоматический QF1, переключатель SA1, контактор К1, кнопочные выключатели SB1…SB4.

5. Приборы звуковой НА световой НL1….HL4 сигнализации.

6. Защитное устройство-разрядник PV1.

7. Приборы проводниковые - диоды VD1 . . . VD12.

8. Резисторы R1 . . . R12.

9. Штанги изоляции с рабочим напряжением 10 кВ, изоляционные коврики, боты, перчатки.

3.2.2 Устройство стенда

Стенд выключен в виде стола с вертикальной панелью (пультом) управления, на которой размещены измерительные приборы коммутационная аппаратура, приборы звуковой и световой сигнализации. Внутри стола и на оборотной стороне панели управления размещены трансформаторы, резисторы, диоды.

Участок, где проводится испытание электрической прочности изоляции обмоток тягового двигателя, огорожен сеткой и оборудован блокировкой и сигнализацией.

Выборы и расчет элементов стенда.

Выбор и расчет элементов стенда осуществляется согласно требованиям надежной работы и защиты обслуживающего персонала от поражения высоким напряжением. Стенд должен удовлетворять всем требованиям ПЭУ (правила устройств электроустановок) и ПТБ (правила техники безопасности) устройства и работы на действующих электроустановках напряжением выше 1000 В.

3.2.3 Расчет и выбор испытательного трансформатора ТЗ

Исходные данные.

Максимальное испытательное практически синусоидальное действующие напряжение не более 3 кВ частотой 50 Гц.

Максимально возможная емкость испытываемой изоляции Сх = 2 104 пФ.

Расчет мощности трансформатора.

Мощность трансформатора определяется значением испытательного напряжения Uисп и значением длительно протекающего по его обмотке емкостного тока нагрузки Ic :

Выбираем в качестве испытательного трансформатор НОМ-6: напряжения однофазный, масляный, высшее напряжение ВН = 600 В, низшее напряжение НН=100В, максимальная мощность Smax = 400 BA, масса сухого трансформатора mc.т = 24 кг, масса масла mм = 5 кг.

3.2.4 Выбор регулировочного трансформатора Т1

В качестве регулировочного трансформатора можно использовать лабораторный автотрансформатора ЛАТР-9, у которого максимальный вторичный ток составляет 9А. Следовательно, его мощность

S = Uc Iн = 220 9 = 198 BA 2 кВА.

Такая мощность достаточна для нормальной работы испытательного трансформатора ТЗ. Пятикратное превышение мощности регулировочного трансформатора максимальной мощности испытательного трансформатора Smax = 400 BA гарантирует малые искажения формы импульсного напряжения.

3.2.5 Расчет согласующего трансформатора Т2

Согласующий трансформатор необходим для согласования напряжений регулировочного и испытательного трансформаторов, а также для обеспечения гальванической развязки между питающей сетью напряжением Uc = 220 B и пер-вичной обмоткой испытательного трансформатора.

Исходные данные трансформатора. Т2:

расчетная мощность Sрасч = 400 ВА; первичное напряжение U1 = 220 B; вторичное напряжение U2 = 50 B; допустимая перегрузка по напряжению 20%.

Сечение сердечника трансформатора [Справочник радиолюбителя. Киев, радио, 1947].

Число витков на 1вольт

?? = К/q = 55/24 2,3 .

где К = 55 - постоянный эмпирический коэффициент.

Число витков в первичной и вторичной обмотках, сечение меди и марка обмоточного провода из расчета плотности тока в медных обмоточных проводах 2,5 А/мм2:

?1 = ?? U1 = 2,3 220 = 506; провод ПЭВ-1, d = 0,8 мм;

?2 = ?? U2 = 2,3 50 = 115; провод ПЭВ-1, d = 1,0 мм.

3.2.5 Выбор вольтметра PV1

Погрешность коэффициента трансформации трансформатора НОМ-6 зависит от его нагрузки (мощности).

S, BA	50	75	200	400
Класс точности	0,5	1,0	3,0	-

Так как испытательная мощность S = 56 ВА, то погрешность измерения не превышает 1%, что соответствует классу точности приборов типа М24.

Для согласования магнитоэлектрического прибора постоянного тока с целью переменного тока использован мостовой выпрямитель VD1...VD4 на диодах Д237Б. Измеряемое напряжение составляет 50В переменного тока частоты 50 Гц, поэтому выпрямленное напряжение будет

Ud = Uизм/1,11 = 50/1,11 = 45 В .

Для расширения диапазона измерений вводится добавочный резистор R5. Расчетное сопротивление этого резистора

Выбираем стандартный резистор ОМЛТ-0,25-430 кОм 5%.

Для точной подгонки шкалы вольтметра введен дополнительный резистор R7, который подбирается в процессе настройки шкалы вольтметра. Сопротивление R7 = 18…20 кОм.

Для защиты механизма магнитоэлектрического прибора от токовой перегрузки применены диоды типа Д237Б с зоной нечувствительности Uо=01B и защитный резистор R6 сопротивлением 320 Ом.

Выбор амперметра РА1.

Амперметр выполнен на базе микроамперметра постоянного тока типа М24 и подключен через выпрямитель VD7…VD10, выполненный по мостовой схеме на диодах типа Д237Б. Защита моста выполнена на таких же диодах и добавочном резисторе R9 типа ОМЛТ-0,25-320-05%. Резистор R8 подбирается в процессе настройки схемы.

Коммутационная аппаратура.

Переключатель SA1 типа УП5314-Л195 ГОСТ 4989-60.

Кнопочные выключатели типа КЕ-81/92.

Контактор К1 типа ПМЕ-220В.

Аппаратура защиты.

Автоматический выключатель QF-1 типа АЕ-1031-1Ух114.

Разрядник FV1на 3 кВ.

Сигнализация.

Лампа накаливания сигнальные ЛН-220-0,1А.

Электрический звонок РГ5.768.005.

Секундомер типа П-30.

Добавочные сопротивления в высоковольтной цепи.

Для ограничения нагрузки испытательного трансформатора ТЗ при пробое изоляции в его вторичную цепь включается ограничительный резистор R10 с сопротивлением 2,25 кОм.

4. ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЧАСТЬ

4.1 Современные проблемы городского электротранспорта

Наземный городской электрический транспорт (дальше городской электротранспорт) функционирует в 53 городах Украины, обеспечивая почти 60 процентов внутригородских пассажироперевозок.

Начиная с 1991 года в его работе сложилась стойкая тенденция к уменьшению объемов пассажироперевозок, ухудшения качества транспортного обслуживания населения и снижения уровня безопасности движения.

В течение отмеченного периода объемы транспортной работы снизились почти в 2 раза, а количество подвижного состава - на треть.

В настоящее время большинство подвижного состава, что эксплуатируется в Украине за показателями энергопотребления надежности и комфортности, уступает аналогам развитых европейских стран и отдельных стран СНГ. Свыше 80 процентов трамвайных вагонов и троллейбусов отработали свой нормативный ресурс эксплуатации и подлежат списанию. Около половины парка подвижного состава нуждается в капитальном ремонте. В то же время из-за отсутствия заказов на капитальные ремонты специализированные заводы по ремонту городского электротранспорта практически прекратили свою деятельность.

В Украине создан производственный потенциал для изготовления трамвайных вагонов и троллейбусов. Производство троллейбусов освоено государственным предприятием «ВО Южный машиностроительный завод им. О. Г. Макарова», киевским государственным авиационным заводом «АВИАНТ», ЗАО «Львовский автомобильный завод», а трамвайных вагонов - холдинговой компанией «Лугансктепловоз» и совместным украинско-чешским предприятием «Татра-юг».

Отечественные производители способны изготовить свыше 200 троллейбусов и 100 трамвайных вагонов на год, а при необходимости, увеличить производство и полностью обеспечить ими города Украины. Однако, при минимальной ежегодной потребности свыше 400 единиц, фактические объемы закупки нового подвижного состава составляют в среднем 60 единиц на год. На протяжении последних трех лет предприятиями ХК «Лугансктепловоз» и ОАО «Львовский автобусный завод» не реализовано ни одного трамвайного вагона и троллейбуса.

Из-за отсутствия финансирования не начата работа по разработке конструкций трамвайных вагонов для городов с узкой колеей (г.Винница, г.Житомир, г.Львов, г.Евпатория) и вагонов для линий скоростного трамвая (г.Киев, г. Кривой Рог).

Динамика изменений и старения парка подвижного состава, что приведена на рисунке 1, обусловливает реальную угрозу прекращения трамвайного или троллейбусного движения в отдельных городах Украины и потери отечественных производителей подвижного состава городского электротранспорта.

Отечественная промышленность также способна удовлетворить потребность городского электротранспорта в изделиях для строительства, реконструкции и надлежащего содержания трамвайных путей, контактных и кабельных сетей, тяговых подстанций. В частности, это касается элементов безшпальной технологии строительства и ремонта трамвайного пути, оборудование тяговых подстанций, спецчастей контактной сети. В то же время, существующий в настоящее время технический уровень путевого хозяйства и систем энергообеспечения городского электротранспорта не отвечает современным требованиям.

Так, конструкция спецчастей, стрелочных переводов и верхнего строения трамвайных путей остается на уровне 30-х годов прошлого века.

На большинстве тяговых подстанций городского электротранспорта используются крупногабаритные преобразователи, масляные выключатели и трансформаторы, а управление ими осуществляется физически и морально устаревшими системами телемеханики.

Элементы конструкции контактной сети, что находятся в эксплуатации не обеспечивают надежный токопроход и возможность увеличения скорости подвижного состава на маршрутах.