Моя РГР по основам проектирования
advertisement
Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 3 Содержание Введение………………………………………………………………………………………………………………… ……………………………………………………………………5 1. Выбор главных размеров……………………………………………………………………………………………………… ……………………………..6 2. Расчет магнитной цепи……………………………………………………………………………………………………………… ……………………..14 2.1 Расчет магнитной цепи при холостом ходе………………………………………………………………………………………….14 2.1.1 Магнитное напряжение воздушного зазора…………………………………………………………………………………………15 2.1.2 Магнитное напряжение зубцов статора……………………………………………………………………………………………..16 2.1.3 Магнитное напряжение для спинки статора…………………………………………………………………………………….17 2.1.4 Магнитное напряжение зубцов ротора………………………………………………………………………………………………..18 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 4 2.1.5 Магнитное напряжение полюса……………………………………………………………………………………………………………… …20 2.1.6 Магнитное напряжение стыка между полюсом и ярмом ротора……………………………………………..22 2.1.7 Магнитное напряжение в остове или ободе ротора…………………………………………………………………….22 2.2 Расчет магнитной цепи при нагрузке…………………………………………………………………………………………………….23 Заключение……………………………………………………………………………………………………… ………………………………………………………………28 Список литературы………………………………………………………………………………………………………… …………………………………………..29 Приложение 1………………………………………………………………………………………………………………………… ………………………………………..30 Приложение 2………………………………………………………………………………………………………………………… ………………………………………..31 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 5 Введение Синхронные машины имеют широкое распространение и выпускаются в большом диапазоне мощностей и частот вращения. В энергетике их применяют в качестве генераторов на электростанциях, их мощность составляет 1500 МВт для турбогенераторов и 800 МВт для гидрогенераторов. В промышленный установках большое применение находят синхронные двигатели и генераторы. Генераторы серии СГ2 изготовляют мощностью от 132 до 1000 кВт, при высоте оси вращения до 450 мм, в защищенном исполнении IP23, с самовентиляцией IC01, с частотой вращения от 500 до 1500 об/мин. Электрические машины серии СГ2 рассчитаны на продолжительный режим работы. Их возбуждение осуществляется от устройства, питающегося от дополнительной обмотки , заложенной в пазы статора. Нагревостойкость изоляционных материалов соответствует классу В. Ток возбуждения регулируют изменением угла зажигания тиристоров преобразователя возбудительного устройства. Последние для генератора смонтированы в Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 6 двух шкафах. В шкафах размещены тиристорные преобразователи, элементы электронной системы управления, коммутационная аппаратура. Обмотка возбуждения синхронного генератора получает выпрямленный ток через тиристорный и диодный преобразователи, соединенный параллельно на стороне выпрямленного тока. Тиристорный преобразователь питается от дополнительной обмотки, заложенной в пазы статора синхронного генератора, и в номинальном режиме работы генератора несет на себе около 30% нагрузки возбуждения. Остальную часть мощности возбуждения обеспечивает диодный преобразователь, питаемый от компаундирующего трансформатора, включенного в цепь статора, который служит для поддержания напряжения генератора при изменении нагрузки и в режиме короткого замыкания. Генераторы имеют радиальную систему вентиляции, обеспечиваемую вентиляционным действием полюсов ротора и вентиляционными лопатками. Охлаждающий воздух при этом входит через вентиляционные окна в подшипниковых щитах, проходит по лобовым частям обмотки статора, через междуполюсное пространство ротора, радиальные каналы статора и выходит через боковые жалюзи станины. Генераторы допускают левое и правое направление вращения. В настоящее время для синхронных машин не существует жесткой увязки мощностей с установочными размерами и высотой оси вращения, как это имеется, например у асинхронных машин. 1. Выбор главных размеров Проектирование синхронных машин, как впрочем, и любой другой электрической машины, начинают с выбора главных размеров: внутреннего Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 7 диаметра статора D и расчетной длины lδ. Задача эта не имеет однозначного решения, так как при выборе главных размеров приходится учитывать ряд требований. Поэтому для нахождения оптимальных значений D и lδ приходится в некоторых случаях просчитывать ряд вариантов. Для сокращения числа рассчитываемых вариантов целесообразно воспользоваться рекомендациями, полученными на основе накопленного опыта проектирования и эксплуатации подобных машин. Для предварительного определения диаметра можно воспользоваться построенными в логарифмическом масштабе зависимостями D=f(S’) (см. рис. 1), которые соответствуют усредненным диаметрам выполненных машин. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 8 Рис. 1. Зависимость D=f(S’) при различных числах полюсов: а - при S’>100 кВА; б - при S’≤100 кВА ' Расчетную электромагнитную мощность генератора S ном определяют по формуле: ' S ном к Е Рном / cos . (1) Коэффициент кЕ представляет собой отношение ЭДС в якоре при номинальной нагрузке к номинальному напряжению. Он зависит от сosφ и сопротивления обмотки статора. При работе синхронного двигателя с опережающим током и сosφ=0,9 можно принять кЕ≈1,05…1,06; для Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 9 генераторов, работающих с отстающим током и сosφ=0,8, принимают кЕ≈1,08. Коэффициент полезного действия для двигателей предварительно можно взять из табл. 1, где даны значения КПД для серийно выпускаемых синхронных двигателей при номинальном напряжении Uном=6000 В. При Uном=380 В КПД двигателей увеличивается на 0,3…1%, а при Uном=10000 В снижается на 0,05…0,2%. Коэффициенты полезного действия выпускаемых в настоящее время синхронных генераторов при сosφ=0,8 и Uном=400 В даны в табл. 2. При других значениях мощности, частоты вращения и напряжения предварительное значение КПД генераторов при сosφ=0,8 можно получить по табл. 1 (с учетом поправки по напряжению), снизив найденное значение на 0,2…0,7%. В табл. 5 даны КПД для генераторов мощностью до 100 кВт. Таблица 1. Значения КПД синхронных двигателей, %, при сosφ=0,9 и Uном=6000 В. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 10 Таблица 2. Значения КПД синхронных генераторов, %, при сosφ=0,8 и Uном=400 В. Таблица 3. Значения КПД синхронных генераторов, %, при сosφ=0,8, Uном=230 и 400 В и nном=1500 об/мин. По найденному диаметру определяют полюсное деление: D /( 2 р), (2) где р=60∙f/nном. Предварительное значение внешнего диаметра статора Da находят по формуле: Dа К D D. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ (3) Лист 11 Коэффициент КD в зависимости от числа полюсов машины имеет значения, приведенные в табл. 4. Таблица 4. Значения КD в зависимости от числа полюсов. Полученное значение Da следует округлить до ближайшего нормализованного диаметра. Значения их даны в табл. 5. Таблица 5. Высота оси вращения и диаметр статора. Нормализованные диаметры получены исходя из наиболее благоприятного раскроя листов электротехнической стали, при котором уменьшаются отходы при штамповке. Нормализованным диаметром определяется габарит машины. От выбранного внешнего диаметра магнитопровода статора Da зависит высота оси вращения h у проектируемой машины. Высоты осей вращения в зависимости от Da для выпускаемых в настоящее время синхронных машин даны в табл. 5. Машины, выполненные на диаметрах Da от Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 1180 мм и выше, 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 12 имеют высоту оси вращения h=630 мм, что достигается соответствующей приваркой лап к станине (см. рис. 2). Рис. 2 Если в результате округления отношение Da/D будет выходить за пределы значений коэффициента КD, то следует произвести перерасчет внутреннего диаметра D и полюсного деления τ: D=Da/КD; τ=π∙D/(2∙р). (4) В этом случае для КD можно взять среднее значение при данном числе полюсов. По полученному диаметру D находят расчетную длину машины, м: l ' 6,1 S ном , a k B k об1 А Вном D 2 nном (5) где аδ - расчетный коэффициент полюсного перекрытия (см. рис. 3); кВ коэффициент формы поля (см. рис. 3); коб1 - обмоточный коэффициент обмотки статора; А - линейная нагрузка статора, А/м; Вδном - максимальное значение индукции в воздушном зазоре при номинальной нагрузке, Тл; D - внутренний диаметр статора, м. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 13 Рис. 3. αS=f(α) и КВ=f(α) для синхронных машин: а - при Sm/δ=1; б - Sm/δ=1,5 Как аδ, так и кВ зависят от размеров и конфигурации полюсного наконечника, а также воздушного зазора и полюсного деления. Поскольку на данной стадии расчета эти значения неизвестны, то предварительно можно принять аδ=0,65…0,68, кВ=1,16…1,41, а их произведение аδ∙кВ=0,75…0,78 (эти значения соответствуют а=0,68…0,72, δm/δ=1,5 и δ/τ=0,01). При равномерном воздушном зазоре над полюсным наконечником в машинах небольшой мощности (менее 100 кВт) δm/δ=1, и можно принять аδ∙кВ=0,84…0,87. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 14 Обмоточный коэффициент коб1 определяют по шагу обмотки статора и числу пазов на полюс и фазу. Предварительно коб1 можно взять равным 0,92, что примерно соответствует шагу обмотки y=0,83. Линейную нагрузку А и индукцию Вδном для машин мощностью от 100…150 квт и выше выбирают по кривым рис. 4, где приведенные зависимости получены для серийно выпускаемых синхронных машин с номинальным напряжением 6000…6600 В. Эти же зависимости соответствуют машинам и при номинальном напряжении 380…400 В. При номинальном напряжении 10000 В индукцию Вδном можно также выбирать по кривым рис. 4, а линейную нагрузку целесообразно снизить на 10…15%, так как из-за более толстой пазовой изоляции ухудшается охлаждение проводников обмотки якоря. Значение индукции Вδном и линейной нагрузки А для машин мощностью менее 100 кВт выбирают по рис. 5. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 15 Рис. 4. Зависимость Вδном и А от τ для синхронных машин мощностью более 100 кВт Рис. 5. Зависимость Вδном и А от τ для синхронных машин мощностью менее 100 кВт Найденные из рис. 4 или рис. 5 значения А и Вδном следует рассматривать как предварительные. В дальнейшем расчете при необходимости их можно изменить. При этом следует иметь в виду, что в зависимости от выбора А и Вδном изменяется активный объем D2∙lδ проектируемой машины. Чем больше произведение А∙Вδном, тем меньший объем будет иметь машина. Однако как А, так и Вδном имеют свои верхние пределы. Основным фактором, ограничивающим линейную нагрузку, является нагрев обмотки, так как с возрастанием А в ней увеличиваются электрические потери. Допустимое значение линейной нагрузки зависит от Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 16 класса нагревостойкости применяемой изоляции, а также от конструктивного выполнения машины и, прежде всего, от способов ее охлаждения. Приведенные на рис. 4 и 5 значения А получены по данным выпускаемых в настоящее время синхронных машин защищенного исполнения с косвенным воздушным охлаждением, имеющих изоляцию класса нагревостойкости В. При применении изоляции класса нагревостойкости F линейную нагрузку следует увеличить в 1,12 раза, а при применении изоляции класса нагревостойкости Н - в 1,2 раза. Верхний предел индукции Вδном ограничен, главным образом, насыщением магнитной цепи и, в первую очередь, насыщением зубцового слоя. С повышением насыщения увеличивается мощность, необходимая для возбуждения машины, вследствие чего возрастают размеры обмотки возбуждения и высоты полюса. Следует также отметить, что от отношения А/Вδном зависят индуктивные сопротивления обмотки. С увеличением этого отношения индуктивные сопротивления возрастают. Определив расчетную длину машины lδ, находим отношение: λ= lδ/τ. (6) От τ зависят ряд показателей машины и условия ее охлаждения. Чем длиннее машина (больше λ), тем хуже условия ее охлаждения. Значение λ для выпускаемых в настоящее время синхронных машин обычно лежит в пределах, указанных на рис. 6. Если λ не укладывается в указанные пределы, то следует изменить диаметр D, а если потребуется, то и внешний диаметр Da. При изменении диаметра D в соответствии с (5) изменится и lδ. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 17 Рис. 6. Значения λ= lδ/τ в зависимости от числа пар полюсов У машин небольшой мощности при lδ меньше 250…300 мм, а у более крупных машин меньше 200 мм магнитопровод статора выполняется из одного пакета. При большей длине в целях улучшения охлаждения сталь статора разбирают на несколько пакетов, между которыми выполняют радиальные вентиляционные каналы (см. рис. 7). Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 18 Рис. 7. Размеры активной стали статора Обычно длину пакетов lпак выбирают равной 4-5 см, а ширину канала bк=1 см. При наличии вентиляционных каналов истинная длина статора будет больше расчетной и может быть рассчитана по формуле: l1≈(1,05…1,08)lδ. (7) Длину всех пакетов чаще всего принимают одинаковой. Число вентиляционных в этом случае будет равно: nк=(l1-lпак)/(lпак+bк), (8) причем nк округляют до целого числа. Определив число каналов, уточняют длину пакета: lпак=(l1-nк∙bк)/(nк+1). (9) Суммарная длина пакетов сердечника: lст1=lпак(nк+1). (10) В некоторых случаях, главным образом для машин, имеющих большую длину, крайние пакеты изготавливают более длинными, чем средние. 2. Расчет магнитной цепи Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 19 Схема магнитной цепи синхронной машины приведена в приложении 1. 2.1 Расчет магнитной цепи при холостом ходе Расчет магнитной цепи проводят в целях определения МДС обмотки возбуждения Ff0, необходимой для создания магнитного потока машины Ф при холостом ходе. При вращении ротора этот поток наводит в обмотке статора ЭДС. Таким образом, в результате расчета магнитной цепи может быть построена зависимость E=f(Ff0), которая носит название характеристики холостого хода. При расчете магнитной цепи задаются фазной ЭДС Е в обмотке статора и по известному выражению определяют полезный поток, Вб: Ф=Е/(4∙кВ∙f∙w1∙коб1), (11) где w1 и коб1 - число витков и обмоточный коэффициент фазы статора; f частота, Гц; кВ - коэффициент формы поля, представляющий собой отношение действующего значения индукции к ее среднему значению. При синусоидальном распределении магнитного потока в зазоре машины коэффициент формы поля кВ=1,11. Однако в синхронных машинах магнитное поле имеет несинусоидальную форму. Характер распределения этого поля зависит от ширины и конфигурации полюсного наконечника, а также от относительной длины воздушного зазора δ/τ. Для определения коэффициента формы поля кВ в этом случае можно воспользоваться кривыми рис. 3. По найденному потоку определяют максимальное значение индукции в воздушном зазоре машины, Тл: Вδ=Ф/(αδ∙τ∙lδ), (12) где αδ - расчетный коэффициент полюсного перекрытия, равный отношению расчетной длины полюсной дуги bδ к полюсному делению τ. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 20 Этот коэффициент определяют по рис. 3 в зависимости от α и δ/τ; lδ полюсное деление и расчетная длина, м. Расчетную длину магнитопровода (уточненное значение) определяют по формуле: l l1 bk' nk 2 ' , (13) где bk' ; (bk ) 2 /(5 bk / ). Магнитодвижущую силу обмотки возбуждения определяют как сумму магнитных напряжений отдельных участков магнитной цепи машины. 2.1.1 Магнитное напряжение воздушного зазора Магнитное напряжение воздушного зазора, А, F 1 0 (14) B k , где Bδ - в Тл; δ - в м и μ0=1,256∙10-6 Гн/м. Коэффициент воздушного зазора kδ учитывает зубчатое строение статора и ротора. Из-за наличия зубцов и пазов происходит перераспределение потока в зазоре, в результате чего индукция, а следовательно, и магнитное напряжение зазора над коронками зубцов возрастают. Этот коэффициент равен произведению коэффициентов воздушного зазора для статора kδ1 и ротора kδ2: k k 1 k 2 . (15) Коэффициент kδ1 и kδ2 определяют по эмпирическим формулам: t Z 1 10 ' k 1 ; t Z 1 bп1 10 ' k 2 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а t 10 ' Z2 , t Z 2 bs 10 ' 402.2.06.144.000.ПЗ (16) Лист 21 где tZ1 и tZ2 - зубцовые шаги статора и ротора; bп1 и bs - ширина паза статора и прорези паза ротора; при полузакрытых пазах на статоре bп1 ширина прорези паза; δ’ - среднее значение зазора принимают равным: 1 3 ' ( m ). (17) 2.1.2 Магнитное напряжение зубцов статора Магнитное напряжение зубцов статора, А, FZ 1 H Z 1 hп1. (18) Для упрощения расчета магнитного напряжения зубцов, имеющих трапециевидную форму, напряженность магнитного поля HZ1 находят по значению индукции BZ1 для одного сечения, расположенного от коронки на 1/3 высоты паза hп1: BZ 1 B t Z 1 l . bZ 1 1 lст1 k c (19) 3 Ширина зубца на высоте 1/3 hп1 от его коронки: bZ 1 1 t Z 1 1 bп1 , 3 где t Z 1 1 ( D 2 hп1 / 3) 3 Z1 (20) 3 . Высоту паза hп1 и другие линейные размеры в формулы (18) и (20) подставляют в метрах, Вδ - в теслах и НZ1 - в амперах на метр; суммарная длина пакетов сердечника lст определяют по формуле: lст1 lпак (nк 1). (21) Для машин небольшой мощности, имеющих полузакрытые пазы, зубец по большей части своей высоты имеет прямоугольную форму, и в этом случае ВZ1 и НZ1 определяют для сечения, расположенного на 1/2 высоты hп1. При нахождении HZ1, соответствующего полученному значению индукции, используют кривые намагничивания стали, из которой выполнена Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 22 магнитная система статора. У выпускаемых в настоящее время синхронных машин магнитопроводы статора выполняют из горячекатаных сталей марок 1211 для машин мощностью до 100 кВт и 1511, 1512, 1413 для более мощных машин. При разработке новых машин возможно также применение изотропных холоднокатаных сталей, имеющих лучшие магнитные характеристики по сравнению с горячекатаными. Для машин относительно небольшой мощности целесообразно применение сталей марки 2013 или 2312, а для более мощных машин - марки 2411. При значениях ВZ1≤1,8 Тл для горячекатаной стали и ВZ1≤1,9 Тл для холоднокатаной стали HZ1 для выбранной марки стали определяют по основным кривым намагничивания [5, приложение 1]. При больших значениях индукции необходимо учитывать, что из-за насыщения зубцов часть потока будет ответвляться в пазы и вентиляционные каналы. Напряженность HZ1 в этом случае для выбранной марки стали определяют по индукции ВZ1 с помощью кривых [5, приложение 2], построенных для различных отношений площади воздушных частей к площади зубцов в данном сечении: kп 1 3 t Z 1 1 l1 3 bZ 1 1 lст1 k c 1. (22) 3 2.1.3 Магнитное напряжение для спинки статора Магнитное напряжение для спинки статора, А, (23) Fa La H a , где La - длина магнитной линии в спинке статора, м: La Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а ( Da ha ) 4 p , 402.2.06.144.000.ПЗ (24) Лист 23 ξ - коэффициент, выбираемый по рис. 8 и учитывающий неравномерное распределение индукции по поперечному сечению спинки статора; Hа напряженность магнитного поля в спинке статора, А/м. Напряженность На определяют в соответствии с индукцией Ва по той же кривой намагничивания, что и для зубцов статора: Ва Ф . 2 lст ha k c (25) Рис. 8. Зависимость коэффициента ξ от индукции в ярме 2.1.4 Магнитное напряжение зубцов ротора Магнитное напряжение зубцов ротора, А, FZ 2 H Z 2 hZ 2 . (26) Высота зубца ротора, м (см. рис. 9), Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 24 (27) hZ 2 hs d s . Напряженность магнитного поля зубцов определяют из кривой намагничивания стали ротора по индукции в зубце ВZ2. Для роторов крупных синхронных машин для полюсов применяют сталь Ст. 3. Рис. 9. Демферная (пусковая) обмотка: Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 25 а - расположение обмотки на полюсе; б - продольно-поперечная обмотка; в - продольная обмотка У машины небольшой мощности полюсы изготавливают из стали 1211. Соответствующие кривые намагничивания даны в [5, приложение 1]. Индукцию ВZ2, Тл, и соответствующую ей напряженность магнитного поля НZ2 определяют для одного сечения зубца ротора, расположенного от коронки зубца на расстоянии 1/3hZ2: ВZ 2 B t Z 2 l , bZ 2 1 l p k ср (28) 3 где ширина зубца, м, bZ 2 1 3 D 2 2 / 3 hZ 2 t Z 2 0,94 d s . D 2 (29) При ВZ2>1,8 Тл необходимо учитывать потоки, вытесняемые в паз, так же как это было показано для зубцов статора. 2.1.5 Магнитное напряжение полюса Магнитное напряжение полюса, А, Fm hmp H m , (30) где hmp hm h p - расчетная длина силовой линии в полюсе, м; Нm напряженность поля у основания полюса, А/м. Напряженность поля Нm определяют из кривой намагничивания по индукции в основании полюса Вm. При определении индукции Вm следует, исходя из найденных размеров полюса (см. рис. 10), произвести уточнение потока рассеяния Фσ. Поток рассеяния Фσ можно подразделить на три составляющие (рис. 11): Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 26 1) поток рассеяния между внутренними поверхностями сердечников полюсов (линия 1); 2) поток рассеяния между внутренними поверхностями полюсных наконечников (линия 2); 3) поток рассеяния между торцевыми поверхностями полюсов (линия 3). В соответствии с этим Фσ, Вб, можно найти по следующему выражению: Ф 4 m l m' ( F FZ 1 Fa FZ 2 ), (31) где l m' - расчетная длина сердечника полюса, м; m ml pl mb удельная магнитная проводимость для потока рассеяния на одну сторону полюса. Рис. 10. Размеры ротора синхронной явнополюсной машины Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 27 Рис. 11. К расчету потоков рассеяния полюсов Удельная проводимость рассеяния между внутренними поверхностями сердечников полюсов: ml bm 0,55 hm 2 p 10 6. (32) (hm 2 h p 2 ) Удельная проводимость рассеяния между внутренними поверхностями полюсных наконечников: 2 d c c p p t ml 1,4 ' 0,25 0,55 ' 0,2 0,4 ' 0,5 10 6. ap ap ap (33) Удельная проводимость рассеяния между торцевыми поверхностями: ml 0,37 bm 10 6. l m' (34) Здесь принято с p bp bm / 2; a 'p bp dt / p; dt hp bp2 / 4 D, при dt / а 'р <0,025 первым членом в (33) пренебрегают. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 28 Индукция, Тл, Вm Ф Ф . l bm k ср (35) ' m Если индукция Вm в основании полюса превышает 1,6 Тл, то следует проводить уточненный расчет, учитывающий изменение потока по высоте полюса. Для этого определяют потоки в трех сечениях полюса: у его основания Фm=Ф+Фσ, у полюсного наконечника Фm' Ф Ф pl и в среднем m сечении Фmcp Фm Фm' / 2. Деля эти потоки на площадь поперечного сечения полюса, определяют индукции, а затем и магнитные напряженности Н m , H m' , H mcp . Расчетное значение напряженности полюса определяют по приближенной формуле: Н mp 1 H m H m' 4 H mcp . 6 (36) 2.1.6 Магнитное напряжение стыка между полюсом и ярмом ротора Магнитное напряжение стыка между полюсом и ярмом ротора определяют по индукции в основании полюса Вm, А: Fmj 250 Bm . (37) 2.1.7 Магнитное напряжение в остове или ободе ротора Магнитное напряжение в остове или ободе ротора, А, Fj L j H j , где L j D 2 2 hmp h j 4 p (38) - длина магнитной линии в остове, м; Нj - напряженность магнитного поля, А/м, определяемая по кривой намагничивания, исходя из индукции Вj. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 29 Индукция в остове или ободе магнитного колеса, Тл, с некоторым приближением может быть определена так: Вj Ф Ф . 2 l j h j kср (39) При нешихтованном ободе kcp=1. Обычно в средних и крупных машинах магнитное напряжение Fj относительно мало и при расчете магнитной цепи не учитывается. Просуммировав магнитные напряжения всех участков магнитной цепи, определяют МДС обмотки возбуждения на один полюс при холостом ходе: (40) F f 0 F FZ 1 Fa FZ 2 Fm Fmj F j . Проделав подобный расчет для ряда значений ЭДС, получают характеристику холостого хода Е=f(Ff0). Для расчетов можно задаваться следующими значениями ЭДС: 0,5; 1,1; 1,2 и 1,3∙Uном.ф. Полученные результаты сводят в таблицу (см. пример расчета в [5, стр. 564] или в [2, стр. 344]). Характеристику холостого хода целесообразно выразить в относительных единицах и сравнить ее с нормальной характеристикой. При переводе в относительные единицы значение ЭДС в вольтах делят на нормальное фазное напряжение. Для МДС обмотки возбуждения за базовое значение принимают МДС, соответствующую нормальному фазному напряжению Uном.ф, и к ней относят остальные значения МДС. За нормальную характеристику холостого хода для явнополюсных синхронных машин принимают характеристику со следующими данными (в относительных единицах): Е*………………0,58 1 1,21 Ff0*…………….0,5 1 1,5 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 1,33 2 1,44 2,5 1,46 3 402.2.06.144.000.ПЗ 1,51 3,5 Лист 30 Расчетная и нормальная характеристики должны быть близки друг к другу, но их полное совпадение не является обязательным. 2.2 Расчет магнитной цепи при нагрузке Для определения МДС обмотки возбуждения при нагрузке используют векторные диаграммы (рис. 12). Рис. 12. Векторная диаграмма для генератора Для их построения целесообразно использовать относительные значения параметров тока, напряжения, ЭДС и МДС. Для более точного определения потока рассеяния полюсов при нагрузке необходимо иметь частичные характеристики намагничивания: Ф Е f FZa , Ф f FZa , Фm f Fmj . Здесь принято Ф Ф / Фб , Ф Ф / Фб , Фm Фm / Фб ; Фб - базовое значение потока, равное потоку при номинальном фазном напряжении; Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 31 FZa FZa F FZ 1 Fa FZ 2 ; F fб F fб Fmj Fmj F f 0 Ff 0 F fб F fб Fm Fmj F j F fб FZa Fmj F fб ; ; Ffб - базовое значение МДС, равное МДС обмотки возбуждения при холостом ходе и номинальном фазном напряжении. На рис. 13 все характеристики имеют одинаковые масштабы по соответствующим осям координат. Рис. 13. Частичные характеристики намагничивания Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 32 Для оценки насыщения машины удобно построить зависимость Е f FZa / F (рис. 14). Указанные графики строятся по данным расчета магнитной цепи машины. Рис. 14. Зависимость Е от отношения FδZa/Fδ Диаграмма при заданных номинальных значениях тока (Iном.ф*=1), напряжения (Uном.ф*=1) и угла между ними строится следующим образом. 1. В выбранном масштабе для тока и напряжения откладывают вектор номинального фазного тока и под углом φ к нему - вектор фазного напряжения. 2. К вектору напряжения пристраивают векторы падения напряжения: I r1 , j I x -для генератора, в результате чего находят ЭДС Еδ*, которая индуктируется в обмотке якоря при нагрузке. При I*=1 векторы падения напряжения численно равны r1* и хσ*. В крупных машинах падение напряжения в активном сопротивлении r1* относительно мало и им можно пренебречь. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 33 3. По Еδ* из зависимости Е*=f(FδZa/Fδ) определяют отношение FδZa/Fδ, по которому из рис. 15 находят коэффициенты kq, kd и k. 4. Определяют значение результирующей ЭДС по продольной оси Еrd и угол ψ. Для этой цели находят МДС (в относительных единицах): Faq' cos где Fa k q k aq Fa F fб k q k aq Fa , 0,45 m w1 k об1 I ном.ф р F fб . Отложив Faq*, по оси абсцисс характеристики Е*=f(FδZa*), на оси ординат получают ЭДС, равную Еaq*/cosψ (см. рис. 13). Добавляя эту ЭДС к вектору j I x , получают точку Д (см. рис. 12), через которую пройдет линия, совпадающая с направлением ЭДС Еrd*. Угол между током I и этой линией является углом ψ. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 34 Рис. 15. Зависимость коэффициентов kd, kq и k от FδZa/Fδ 5. Опустив перпендикуляр из конца вектора j I x на линию 0Д, находят ЭДС Еrd*=Фrd*. Из характеристики Е*=f(FδZa*) по Еrd определяют МДС Frd* (см. рис. 13). 6. Определяют МДС продольной реакции якоря: Fad'' Fad' Fqd k d k ad Fa sin k F cos , a (k - см. рис. 15). 7. По сумме Frd Fad'' по характеристике Фσ*=f(FδZa*) определяют поток рассеяния 8. полюса Фσ*. По потоку полюса Фm Ф rd Ф из характеристики Фm*=f(Fmj*) определяют сумму магнитных напряжений ротора Fmj*. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 35 9. Находят МДС обмотки возбуждения при нагрузке в относительных единицах: Ffном= Frd Fad'' Fmj и в физических единицах (амперах): Ffном=Ffном*∙Ffб. Из характеристики холостого хода Е*=f(Ff0*) по Ffном* определяют ЭДС Е0н*, наводимую в обмотке статора при холостом ходе, а затем находят изменение напряжения на выводах машины (для генератора): ∆U*=Е0н*-1. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 36 Заключение Ускорение научно-технического прогресса требует всемерной автоматизации производственных процессов. Для этого необходимо создавать электрические машины, удовлетворяющие своим показателям и характеристикам, весьма разнообразным требованиям различных отраслей народного хозяйства. Проектирование электрических машин - это искусство, соединяющее знание процессов электромеханического преобразования энергии с опытом, накопленным поколениями инженеров-электромехаников, умение применять вычислительную технику и талантом инженера, создающего новую или улучшающего уже выпускаемую машину. Процесс создания электрических машин включает в себя проектирование, изготовление и испытание. Под проектированием электрической машины понимается расчет размеров отдельных ее частей, параметров обмоток, рабочих и других характеристик машины, конструирование машины в целом, а также ее отдельных деталей и сборочных единиц, оценка технико-экономических показателей спроектированной машины, включая показатели надежности. При проектировании электрических машин необходимо учитывать соответствие их технико-экономических показателей современному уровню при соблюдении требований государственных и отраслевых стандартов, а Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 37 также назначение и условия эксплуатации, стоимость активных и конструктивных материалов, КПД, технологию производства, надежность в работе и патентную чистоту. Расчет и конструирование электрических машин неотделимы от технологии их изготовления. Поэтому при проектировании необходимо учитывать возможности электротехнических заводов, стремиться к максимальному снижению трудоемкости изготовления электрических машин. Список литературы: 1. Амиров Ю. Д. Основы конструирования - М.: Изд. Стандартов, 1991 392 с. 2. Гольдберг О. Д., Гурин Я. С., Свириденко И. С. Проектирование электрических машин: Учебник для вузов/Под редакцией О. Д. Гольдберга. 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Высш. шк., 2001. – 430 с.: ил. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 38 3. Орлов П. И. Основы конструирования: Справочно-методическое пособие. В 2-х кн. Кн. 1/ Под ред. П. Н. Учаева. - Изд. 3-е, испр. - М.: Машиностроение, 1988. - 560 с.: ил. 4. Орлов П. И. Основы конструирования: Справочно-методическое пособие. В 2-х кн. Кн. 2/ Под ред. П. Н. Учаева. - Изд. 3-е, испр. - М.: Машиностроение, 1988. - 544 с.: ил. 5. Проектирование электрических машин: Учеб. для вузов/И. П. Копылов, Б. К. Клоков, В. П. Морозкин, Б. Ф. Токарев; Под ред. И. П. Копылова. – 3-е изд., испр. и доп. - М.: Высш. шк., 2002. - 757 с.: ил. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 39 Приложение 1. Схема магнитной цепи синхронной машины. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 40 Приложение 2. Характеристики синхронного генератора СГ 2-85/4512УХЛ4 Генератор предназначен для продолжительной работы в стационарных установках во невзрывоопасной среде с приводом от дизеля, паровой или газовой турбины или от электродвигателя. Технические данные генератора СГ2-85/45-12УХЛ4 Мощность, кВА........ 450 Напряжение, В......... 600 Частота вращения, об/мин..... 500 Ток статора, А......... 361 Коэффициент мощности..... 0,8 КПД, %........... 92,5 Масса, кг........... 3430 Возбуждение генератора - от тиристорного возбудительного устройства с питанием от дополнительной обмотки, расположенной на статоре генератора. Напряжение возбуждения 36 В, ток возбуждения 147 А. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 41 Исполнение генератора - по степени защиты IP23, способ охлаждения ICA01, форма исполнения - IM1001. Соединение обмотки статора - звезда с выведенной нулевой точкой. Изоляция обмоток статора и ротора - класса В типа «монолит-2». Генератор изготовляют в соответствии с ТУ 16-512.374-75. 2.2 Расчет магнитной цепи при нагрузке Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 42 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 43 1. Техническое задание Разработать нормирующий измерительный усилитель с источником питания и защитой от перенапряжения входного сигнала (Входным сигналом является напряжение, выходным – ток). Технические условия приведены в таблице 1. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 44 Таблица 1 - Параметры Параметры Значения Минимальное входное напряжение, мкВ 15 Максимальное входное напряжение, мВ 200 Входное сопротивление в полосе рабочих частот, кОм >5 Погрешность входного сопротивления, не более, % Число диапазонов (до 3-х - диапазоны кратны 10, свыше 3х - кратны 100,5) 4 5 Нижняя граница диапазона частот усилителя, Гц 1500 Верхняя граница диапазона частот усилителя, Гц 8000 Погрешность коэффициента усиления в полосе рабочих частот, не более, % Дополнительны фазовый сдвиг в полосе рабочих частот, не более, град Приведенный температурный дрейф нуля, не более, мкВ/град Минимальное сопротивление нагрузки, кОм 3 90 10 20 Диапазон изменения выходного тока, мА 0-1,5 Рабочий диапазон температур, 0С 0-70 Параметры внешнего источника питания: Uп=220 В, f=50 Гц. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 45 2. Структурная схема устройства Проектируемый прибор состоит из двух основных частей: - усилитель; - блок питания. Структурная схема проектируемого устройства изображена на рисунке 1. Вход Усилитель Выход напряжения ~220 В 50 Гц Блок питания Рис. 1 3. Проектирование входной части При проектировании входной части необходимо учесть, что разрабатываемое устройство должно иметь большое входное Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 46 сопротивление имеющее конкретное значение RВХ=25 кОм и погрешность изменения входного сопротивления не более ∆RВХ=4%. Возьмем коэффициент усиления равный 2. Входной каскад выполняем на основе операционного усилителя, включенного по не инвертирующей схеме. R2 R3 DA1 3 2 6 w m 7 +U NC 8 4 -U NC 1 К140УД26А R1 R4 +15 -15 Рис. 2 В данном случае используется обратная связь (ОС) по напряжению, сигнал которой вводится последовательно с входным сигналом, т. к. при этом можно получить большое входное сопротивление. В качестве микросхемы DA1 выбираем микросхему усилителя К140УД26А, исходя из следующих характеристик: рабочий диапазон температур, входного тока, напряжения смещения, температурного дрейфа нуля. Необходимо, чтобы входное напряжение было больше напряжения смещения. UВХ MIN=15 мкВ; UВХ MAX=200 мВ; IВХ=UВХ/RВХ; IВХ=500·10-6В/25·103Ом=20·10-9А=20 нА. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 47 Параметры К140УД26А: IВХ=40 нА; ∆IВХ=40 нА; КУ.И.=106; ∆UСМ=±30 мкВ; RВХ.ДИФ.=1,4·108 Ом; ∆UСМ=0,6 мкВ/град; IПОТ=4,7 мА; RН=2 кОм; UВЫХ MAX=12 В; температура окружающей среды (-10…+70)0С. Для нахождения значения коэффициентов усиления на граничных частотах постоим идеализированную ЛАЧХ для выбранной микросхемы, исходя из следующих условий: КУ.И.=106; частота единичного усиления не менее 20 МГц; наклон 20 дБ/дек. Полученная ЛАЧХ приведена в приложении 1. Используя ЛАЧХ для выбранной микросхемы определим значения коэффициентов усиления на граничных частотах заданного рабочего диапазона: Кu(fн)=1·104; Кu(fв)=6·103. Входное сопротивление данной схемы определяется в основном значением резистора R3 , а для того, чтобы уменьшить дифференциальный сигнал, появляющийся на входе микросхемы при температурных изменениях входных токов, необходимо выполнить условие: R1=R2IIR3; R1=25 кОм; ∆R1=1 кОм. Приняли, что Кu=2, Кu=(1+R3)/R2, отсюда R2=R3=2 R1, R2=50 кОм. Теперь рассчитаем глубину ОС: γ=R2/(R2+R3)=0,5 Коэффициент усиления на граничных частотах определяется выражениями: Кн=Кu(fн)/(1+Кu(fн)·γ)=1,9996, Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 48 Кв=Кu(fв)/(1+Кu(fв)·γ)=1,9993. Вычислим коэффициент частотных искажений для входного каскада: Мвх=|Kн|/|Kв|=1,00015. Номиналы резисторов выбираем из ряда Е192: R1=24,9 кОм; R2=49,9 кОм; R3=49,9 кОм. Фазовый сдвиг вносимый усилителем К140УД26А находим по ФЧХ (Приложение 1). В рабочем диапазоне частот он равен 900. 4. Проектирование промежуточной части Промежуточная часть проектируемого устройства состоит из усилительного каскада, выполненного на операционных усилителях, и полосового пассивного фильтра, который состоит из ФВЧ и ФНЧ. 4.1 Расчет ФВЧ В качестве фильтра высоких частот используем пассивный RC-фильтр первого порядка, изображенный на рисунке 3. С1 R5 Рис. 3 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 49 Рабочая зона фильтра ВЧ находится в диапазоне от fн=1500 Гц до fн=∞ кГц. Рассчитаем значения параметров данного фильтра, при этом произвольно выбираем значение номинала резистора: R5=250 Ом; С1=1/(2·π·fн·R5)=0,42 мкФ. Из номинального ряда Е192 выбираем С1=0,422 мкФ, получаем нижнюю граничную частоту: fн=1/(2·π·R5·С1)=1509,34 Гц. 4.2 Расчет ФНЧ В качестве фильтра низких частот используем пассивный RС-фильтр первого порядка, изображенный на рисунке 4. R6 С2 Рис. 4 Рабочая зона фильтра НЧ простирается от fн=0 Гц до fн=8 кГц. Рассчитаем значения параметров данного фильтра, при этом произвольно выбираем значение номинала резистора: R6=250 Ом; С2=1/(2·π·fв·R6)=79,62 нФ. Из номинального ряда Е192 выбираем С2=79,6 нФ, получаем верхнюю граничную частоту: Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 50 fв=1/(2·π·R6·С2)=8002 Гц. Таким образом, получили более широкий диапазон частот, чем задано в техническом задании. Фазовый сдвиг, вносимый данным фильтром, можно найти как аргумент комплексного сопротивления фильтра: 1 R5 2 ( 4 f ) C 2 2 f C 2 R5 2 2 f C1 (4 f C 2 R5) 2 1 φ(f)=аrctg 8 2 f 2 C 2 2 R53 R5 (4 f C 2 R5) 2 1 При частоте fн=1500 Гц фазовый сдвиг равен φ=300, при частоте fв=8000 Гц фазовый сдвиг равен φ=13,10. 4.3 Расчет усилительного каскада Расчет усилительного каскада будем проводить, исходя из коэффициента усиления по напряжению, который определим по формуле: Кu=UВЫХ. МАХ/ UВХ. МАХ=500, где UВЫХ. МАХ=100 В - максимальное выходное напряжение, UВХ. МАХ=200 мВ - максимальное входное напряжение. К=КВХ·КПР·КВЫХ, где КВХ - коэффициент усиления по напряжению входной части; КПР - коэффициент усиления по напряжению промежуточной части; КВЫХ - коэффициент усиления по напряжению выходной части; К - коэффициент усиления по напряжению всего устройства. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 51 Исходя из рассчитанного коэффициента усиления по напряжению для промежуточной части КПР=250, усилительный каскад представляет из себя последовательное соединение трех не инвертирующих усилителей, один из которых изображен на рисунке 5. R8 R9 DA2 3 2 6 w m 7 +U NC 8 4 -U NC 1 К140УД26 R7 R10 +15 -15 Рис. 5 Коэффициент усиления по напряжению усилительных каскадов равны К1=К2=2, К3=К4=К5=5. Разбиение коэффициента усиления на три части производится для уменьшения погрешности коэффициента усиления, т. к. погрешность тем меньше, чем глубже ОС. Произведем расчет усилительных касадов. Принимаем, что К1=2, К=1+R9/R8, отсюда R8=R9. Теперь рассчитаем глубину ОС: γ=R8/(R8+R9)=0,5. Коэффициент усиления на граничных частотах определяется выражениями: Кн=Кu(fн)/(1+Кu(fн)·γ)=1,9996, Кв=Кu(fв)/(1+Кu(fв)·γ)=1,9993. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 52 Вычислим коэффициент частотных искажений для двух каскадов промежуточной части с К=2: М2=|Кн/Кв|2=1,0003. Номиналы резисторов выбираем из ряда Е192: R7=R11=1240 кОм, R8=R9=R12=R13=2490 кОм. Принимаем, что К2=К3=5, К=1+R17/R16, отсюда R17=4R16. Из номинального ряда резисторов Е192 выбираем: R17=R21=R25=1000 кОм, R16=R20=R24=250 кОм, R15=R19=R23=200 кОм. Теперь рассчитаем глубину ОС: γ=R16/(R16+R17)=0,25. Коэффициент усиления на граничных частотах определяется выражениями: Кн=Кu(fн)/(1+Кu(fн)·γ)=3,9984, Кв=Кu(fв)/(1+Кu(fв)·γ)=3,9973. Вычислим коэффициент частотных искажений для каскадов промежуточной части с К=5: М5=|Кн/Кв|3=1,0008 Коэффициент частотных искажений всей промежуточной части равен: Мпр=М2∙М5=1,0011. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 53 5. Проектирование выходной части Выходную часть устройства будем проектировать исходя из необходимости обеспечения требуемых выходных параметров: максимального выходного напряжения, минимального сопротивления нагрузки, максимального выходного тока. Исходя из заданных условий, выходная часть представляет из себя повторитель напряжения, построенный на основе операционного усилителя средней мощности. Максимальное выходное напряжение разрабатываемого устройства UВЫХ.МАХ=12 В, минимальное сопротивление нагрузки RН.МIN=20 кОм, а максимальный выходной ток равен: Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 54 IВЫХ.МАХ=UВЫХ.МАХ/RН.MIN=100/20000=5 мА, исходя из этого, на выходе устройства выбираем операционный усилитель средней мощности К157УД1, включенный по схеме не инвертирующего усилителя. Микросхема К157УД1 имеет параметры: IВХ=500 нА; IВЫХ=0,3 А; Ку.u.=5∙104; ∆UСМ=50 мкВ/0С; IПОТ=9 мА; UВЫХ.МАХ=12 В; UПИТ=±15 В; RН.MIN=200 Ом. DA7 9 8 R27 6 +U -U FC FC FC К157УД1 7 2 1 4 5 С4 С3 R28 -15В +15В Рис. 6 Тук как была введена единичная обратная связь, то γ=1. Используя ЛАЧХ (Приложение 2) для выбранной микросхемы, определим значения коэффициентов усиления на граничных частотах заданного рабочего диапазона: Кu(fн)=1·103; Кu(fв)=5·102. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 55 Коэффициент усиления на граничных частотах определяется выражениями: Кн=Кu(fн)/(1+Кu(fн)·γ)=0,999, Кв=Кu(fв)/(1+Кu(fв)·γ)=0,998. Вычислим коэффициент частотных искажений для выходного каскада: МВЫХ=|Кн/Кв|=1,001. Таким образом, коэффициент частотных искажений всего усилителя равен: М=Мвх∙Мпр∙Мвых=1,00225. Фазовый сдвиг, вносимый усилителем К157УД1 находим по ФЧХ (Приложение 2). В рабочем диапазоне частот он равен 900. Как было показано выше, фазовый сдвиг вносимый усилителем К140УД26А на верхней границе рабочих частот равен 900, следовательно, фазовый сдвиг всего усилителя будет равен 900. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 56 6. Расчет блока питания Блок питания разрабатываемого прибора должен питаться от сети переменного тока 220В±10%, 50 Гц и обеспечивать выпрямленное стабилизированное напряжение ±15 В. Данное напряжение питания можно реализовать при помощи двухполярного стабилизатора с соответствующим напряжением стабилизации. Для расчета блока питания необходимо рассчитать общую потребляемую мощность всех активных элементов цепи. Данные для расчета приведены в таблице 3. Таблица 3 Тип Количество, Напряжение, микросхемы шт В К140УД26А 6 К157УД1 1 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а Ток, А Мощность, Вт 15 0,0077 0,1155 15 0,059 0,885 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 57 1,0005 Для выбора трансформатора, на основе которого будет реализован блок питания, рассчитаем мощность потребления, а также суммарный ток, включая выходной ток. Трансформатор подбираем из условия обеспечения тока, мощности и выходного напряжения на обмотках. Выбираем трансформатор типа ТПП247-127/220-50, работающий при напряжении питания 220 В и частоте 50 Гц. В таблице 4 приведены характеристики трансформатора. Таблица 4 Тип трансформатора ТПП247127/220-50 Номинальная мощность, В*А 14,5 Напряжение выводов обмотки, В 11-12 15-16 19-20 13-14 17-18 21-22 10 20 2,58 Ток вторичной обмотки, А 0,233 Как видно из таблицы 4, данный трансформатор полностью удовлетворяет требованиям. Для получения напряжения ±15 В будем использовать выпрямление, фильтрацию и стабилизацию напряжения. Но данные процедуры могут оставить на выходе лишь 18-19 В, что достаточно для 15В-го питания. Напряжение будет выпрямлено на диодной сборке 4GBU01, 1 фазный мост, 4 А, 100 В (см. приложение 3). Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 58 Для сглаживания пульсаций будет вполне достаточно конденсатора емкостью 2200 мкФ. Конденсаторы выбираем типа К50-38. Для стабилизации напряжений ±15 В выбираем микросхемные стабилизаторы напряжения, рассчитанные на одно фиксированное значение. Для стабилизации +15 В и -15 В соответственно 7815 и 7915 (см. приложение 4), которые также имеют максимально допустимые токи нагрузки 1,5 А. 7. Расчет погрешностей Как видно из коэффициента частотных искажений, погрешность коэффициента усиления составила 0,225%, что удовлетворяет требованиям технического задания. Заключение На основании технического задания был спроектирован усилитель напряжения, имеющий коэффициент усиления по напряжению Ку.u.=500. Для получения необходимого Iвых и Uвых (выходного тока в нагрузке и выходного напряжения) схема данного усилителя содержит выходной каскад на операционном усилителе средней мощности К157УД1. Все сопротивления в каскадах ОУ были подобраны из номинального ряда (но как можно ближе к рассчитанным значениям), чтобы выдерживались требуемые параметры, заданные техническим заданием. Дополнительный фазовый сдвиг усилителя на превышает 90 градусов, что удовлетворяет требованиям технического задания. Коэффициент частотных искажений составил М=1,00225, что удовлетворяет требованиям технического задания. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 59 В данном проекте экономическая часть во внимание не принималась. Список литературы: 1. Акимов Н. Н., Ващуков Е. П. Резисторы, конденсаторы, трансформаторы, дроссели, коммутационные устройства РЭА. Справочник - Минск, 1994. 2. И. Достал. Операционные усилители - М.: “Мир”, 1982. 3. Интегральные микросхемы. Операционные усилители, том 1, “Высшая школа” - Москва, 1993. 4. Гусев В. Г., Мулик А. В. Аналоговые измерительные устройства. УГАТУ, Уфа, 1996. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 60 5. Гусев В. Г. Электроника и микропроцессорная техника: Учеб. для вузов/В. Г. Гусев, Ю. М. Гусев. - 3-е изд., перераб. доп. - М.: Высш. шк. - 790 с.: ил. 6. П. Хоровиц, У. Хилл. Искусство схемотехники. - М.: “Мир”, 2001. 7. Разработка и оформление конструкторской документации радиоэлектронной аппаратуры: Справочник/Э. Т. Романычева, А. К. Иванова, А. С. Куликов и др.; Под ред. Э. Т. Романычевой. - 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Радио и связь, 1989. - 448 с.: ил. 8. Шило В. Л. Популярные цифровые микросхемы. Справочник Челябинск, 1987. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 61 1. Техническое задание Разработать нормирующий измерительный усилитель с источником питания и защитой от перенапряжения входного сигнала (входным сигналом является напряжение, выходным – ток). Технические условия приведены в таблице 1. Таблица 1 - Параметры Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 62 СОДЕРЖАНИЕ Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 63 Техническое задание ВВЕДЕНИЕ Расчет привода 1. Выбор электродвигателя 2. Определение передаточного числа 3. Выбор материала зубчатых колес и определение допускаемых контактных напряжений 4. Определение межосевого расстояния 5. Определение модуля передачи 6. Определение чисел зубьев шестерни и колеса 7. Уточнение передаточного числа 8. Определение основных геометрических размеров шестерни и колеса Сводная таблица параметров прямозубого цилиндрического зацепления без смещения 9. Проверка зубьев на выносливость по контактным напряжениям 10. Сопоставление расчетного и допускаемого контактных напряжений 11. Определение усилий в зацеплении 12. Проверка зубьев на выносливость по напряжениям изгиба 13. Сопоставление расчетного и допускаемого напряжения изгиба 14. Проектный расчет валов 15.1 Ведущий вал. Эскиз 15.2 Ведомый вал. Эскиз 15. Определение конструктивных размеров зубчатых колес 15.1 Определение конструктивных размеров цилиндрического прямозубого колеса 16. Подбор и проверка шпонок 17. Расчет усилий в зацеплении, закрытой и открытой передач 18. Выбор расчетной схемы ведомого вала. Определение опорных реакций, построение эпюр изгибающих и крутящих моментов 19. Подбор и расчет подшипников 20. Проверочный расчет ведомого вала 20.1 Выбор материала вала 20.2 Расчет вала на выносливость 20.3 Расчет вала на статическую прочность при перегрузках 21. Расчет элементов корпуса 22. Смазка редуктора 23. Выбор способа и типа смазки подшипников 24. Сборка узла ведомого вала Приложение 1 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 64 Приложение 2 Спецификация Список литературы Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 65 Задание на проектирование: Одноступенчатый вертикальный редуктор: зацепление цилиндрическое, прямозубое. На выходе ведомого вала - открытая прямозубая цилиндрическая шестерня. Исходные параметры: T2 = 40 Н*м - крутящийся момент на выходном валу; n2 = 420 об/мин - частота вращения выходного вала; Lh = 12000 ч. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 66 Введение Редуктор - механизм, служащий для уменьшения частоты вращения и увеличения вращающего момента. Редуктор законченный механизм, соединяемый с двигателем и рабочей машиной муфтой или другими разъемными устройствами. Редуктор состоит из корпуса (литого чугуна или стального сварного). В корпусе редуктора размещены зубчатые или червячные передачи, неподвижно закрепленные на валах. Валы опираются на подшипники, размещенные в гнездах корпуса; в основном используют подшипники качения. Тип редуктора определяется составом передач, порядком их размещения в направлении от быстроходного вала к тихоходному и положением осей зубчатых коле в пространстве. Назначение редуктора - понижение угловой скорости и повышение вращающего момента ведомого вала по сравнению с валом ведущим. Принцип действия зубчатой передачи основан на зацеплении пары зубчатых колес. Достоинством зубчатых передач является: высокий КПД, постоянство передаточного отношения и широкий диапазон мощностей. В настоящем проекте произведен расчет механического привода, состоящего из закрытой цилиндрической прямозубой передачи и открытой цепной передачи. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 67 Расчет привода с одноступенчатым редуктором 1. Выбор электродвигателя 1.1 Определяем потребляемую мощность привода, используя рекомендации «Методических указаний к выполнению расчетной части курсового проекта по прикладной механике» - [1] pвых T2 n2 30 40 3,14 420 1758 Вт 1,76кВт[1] 30 1.2 Определяем потребляемую мощность электродвигателя по формуле Pпотр. Рвыхода редуктора , где [1] редуктора - КПД редуктора; 2 редуктора зацепления подшипнико в муфты [1] зацепл ения - КПД зубчатой передачи; подшипников - КПД пары подшипников качения; м уфты - КПД муфты. Принимаем ориентировочные значения (табл. 6.1 [1]) зацепл ения 0,96; подшипников 0,99; ; м уфты 0,98 редуктора 0,96 0,99 2 0,98 0,92 Pпотр. 1,76 1,9 кВт ; 0,92 Принимаем Pпотр. 1,9 кВт . 1.3 Определяем частоту вращения вала электродвигателя. Рекомендуемые значения передаточных чисел одноступенчатых редукторов приведены в табл.1.1 [1]. С учетом данных табл.1.1 [1], для частоты вращения ведущего вала одноступенчатого редуктора с цилиндрическими колесами, получим: n1 u n2 (2...5) 420 840...2100 об / мин Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а (1.2 [1]) 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 68 1.4 По величине потребляемой мощности ( Pпотр. ) и частоте вращения ведущего вала (n1) по табл. 1.3 [1] выбираем электродвигатель: серия 4А тип 90L мощность Р=2,2 кВт асинхронная частота вращения n1=1425 об/мин. 2. Определяем передаточное число редуктора u /редуктора n1 1425 3,39. n2 420 3. Выбор материала зубчатых колес и определение допускаемых контактных напряжений 3.1 По табл.2.1 [1] выбираем для изготовления шестерни и колеса материал Сталь 45 с термообработкой - улучшение. Шестерня Колесо бВ = 890 МПа бВ = 780 МПа бТ = 650 МПа бТ = 540 МПа ННВ = 269…302 (принимаем 285) ННВ = 235…262 (принимаем 248) HBср = 0,5 (HBmin+HBmax) 3.2 Определяем допускаемые контакты напряжения для зубьев шестерни и колеса в прямозубой цилиндрической передаче: [бн ] 0,9 бн limв К HL , где Sн (2.1 [1]) бн limв - предел выносливости контактной поверхности зубьев, соответствующий базовому числу циклов переменных напряжений, находим по табл. 5.1 [1] бн limв1 2 H нв1 70 2 285 70 640 МПа - для шестерни бн limв 2 2H нв 2 70 2 248 70 566 МПа - для колеса К HL - коэффициент долговечности. Для передач при длительной работе с постоянными режимами напряжения; К HL 1. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 69 S н - коэффициент безопасности. Для зубчатых колес с однородной структурой материала; S н 1,1. [б н ]1 0,9 640 1 524 МПа 1,1 [б н ] 2 0,9 566 1 463 МПа 1,1 В прямозубой цилиндрической передаче за расчетное допустимое контактное напряжение принимаем меньшее из значений. В данном случае: [б нр ] 463 МПа. 4. Определяем межосевое расстояние из условия контактной выносливости активных поверхностей зубьев. Предварительный расчет межосевого расстояния выполняем по формуле 8.13 из учебника для студентов вузов «Детали машин», автор М.Н. Иванов [2]. a / 0,85(u 1)3 Enp K H T2 вa u 2 [ H p ]2 (8.13 [2]) Приведенный модуль упругости: Епр = 2,1*105 МПа. Коэффициент ширины колеса относительно межосевого расстояния ba (табл. 8.4 [2]); ba/ = 0,4. Коэффициент концентрации нагрузи при расчетах по контактным напряжениям К H . Рис. 8.15 [2] Чтобы определить значение К H необходимо найти: Коэффициент относительной ширины зубчатого венца относительно диаметра вd / вd / 0,5ва / (u 1) 0,5 0,4 (3,39 1) 0,88 (8.12 [2]) Сравниваем: вd / 0,88 вd max 1,25 (табл.8.4 [2]) По графику рисунка 8.15 [2] находим: К H 1,03 a / 0,85 (3,39 1)3 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 2,1 10 5 40 10 3 1,03 77 мм 0,4 3,39 2 4632 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 70 Для нестандартных редукторов межосевое расстояние округляем по ряду Ra40 ([2] стр. 136). Принимаем а = 80 мм. 5. Определяем модуль передачи Модуль передачи определяем по формуле: m вW / m , (8.15 [2]) где: вw - ширина зубчатого венца: вw/ ва/ а 0,4 80 32 мм (8.16 [2]), это значение соответствует стандартному ряду линейных размеров. Коэффициент, учитывающий влияние ширины колеса, m . Принимаем m / 25 (табл.8.5 [2]). m/ = 32/25 = 1,28 мм По табл.8.1. [2] приводим найденное значение модуля к стандартному m = 1,5 мм 6. Определяем число зубьев шестерни и колеса 6.1 Суммарное число зубьев шестерни и колеса определяем по формуле: ([1], стр.31) Z 2 a / m 2 80 / 1,5 107 6.2 Число зубьев шестерни: ([1], стр.31) Z1/ Z /(u 1) 107 /(3,39 1) 24,37 Принимаем Z1 = 25 ≥ Zmin = 17 6.3 Число зубьев колеса: Z 2 Z Z1 107 25 82 ([1], стр.31) 7. Уточняем передаточное число Определяем фактическое передаточное число по формуле: u факт Z 2 / Z 1 82 / 25 3,28 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 71 Погрешность значения фактического передаточного числа от номинального значения: u u uф uф 100% 3,39 3,28 100% 3,4% 4%, 3,28 что допустимо даже для стандартных редукторов ([2], стр.137). За передаточное число редуктора принимаем u = 3,28. 8. Определяем основные геометрические размеры шестерни и колеса 8.1 Определяем делительные диаметры Шестерни: d1 = z1 x m = 25 x 1,5 = 37 мм Колеса: d2 = z2 x m = 82 x 1,5 = 123 мм 8.2 Определяем диаметры вершин зубьев Шестерни: dа1 = d1 + 2 x m = 37 + 2 x 1,5 = 40 мм Колеса: dа2 = d2 + 2 x m = 123 + 2 x 1,5 = 126 мм 8.3 Определяем диаметры впадин Для прямозубых цилиндрических передач: Шестерня: df1 = d1 – 2,5 x m = 37 – 2,5 x 1,5 = 33 мм Колесо: df2 = d2 – 2,5 x m = 123 – 2,5 x 1,5 = 119 мм 8.4 Определяем высоту зуба h = 2,25 x m = 2,25 x 1,5 = 3,4 мм 8.5 Определяем ширину венца шестерни и колеса в1 = вw = 32 мм в2 = 1,1 х вw = 35,2 мм Принимаем 36 мм. 8.6 Проверяем величину межосевого расстояния aw = 0,5 (d1 + d2) = 0,5 (37 + 123) = 80 мм (8.1 [2]) Корригирования зубьев не требуется. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 72 Сводная таблица параметров прямозубого цилиндрического зацепления без смещения Параметры зацепления Модуль, m Межосевое расстояние, а Нормальный исходный контур, α Высота зуба, h Шестерня Геометрические Числовые параметры значения Число зубьев, z1 25 Ширина венца, в1 32 Делительный диаметр, 37 d1 Диаметр вершин 40 зубьев, da1 Диаметр впадин 33 зубьев, df1 Числовые значения 1,5 80 20 3,4 Колесо Геометрические Числовые параметры значения Число зубьев, z2 82 Ширина венца, в2 36 Делительный 123 диаметр, d2 Диаметр вершин 126 зубьев, da2 Диаметр впадин 119 зубьев, df2 9. Проверка зубьев на выносливость по контактными напряжениям 9.1 Определяем коэффициент расчетной нагрузки Кн = Кнβ х Кнv ([2] стр.127) Ранее было найдено: Кнβ =1,03 Для того, чтобы найти коэффициент динамической нагрузки по контактным напряжениям Кнv необходимо определить окружную скорость ведомого вала V2 n2 d 2 60 3,14 420 123 10 3 2,7 м / с 60 Учитывая, что V2 = 2,7 м/сек, по табл. 8.2 [2] назначаем 8ую степень точности. Далее по таблице 8.3 [2] находим Кнv = 1,11 Кн = 1,03 х 1,11 = 1,1433 9.2 Определяем расчетные контактные напряжения по формуле 8.10 [2] Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 73 Е пр Т 1 К н нр 1,18 d 2 w/ u 1 , где в w sin 2d w u dw/ = d1 = 37 мм αw = α =20˚ вw = 32 мм sin2αw = 0,64 Крутящий момент на ведущем валу: T1 T2 40 13 Нм u ц. з.п. 3,28 0,97 ц . з.п. - КПД закрытой цилиндрической передачи По рекомендации параграфа 8.1 [2] для восьмой степени точности: ц. з.п. 0,97. нр 1,8 2,1105 13 103 1,1433 3,28 1 461 МПа 37 2 32 0,64 3,28 10. Сопоставление расчетного и допускаемого напряжений 10.1 Сравниваем расчетное контактное напряжение с допускаемым контактный напряжением: нр 461 МПа [ н ] 463 МПа 10.2 Определяем недогрузку передачи: н. р. [ н. р. ] н [ н. р. ] 100% 463 461 100% 0,4% 5% 463 Условие выполнено. 11. Определение усилий в зацеплении 11.1 Окружную силу определяем по формуле: Ft 2T1 2 13 103 703 Н d1 37 (8.5 [2]) 11.2 Радиальную и нормальную силу определяем по формулам: Fr Ft tg w 703 0,364 255,89 H tg w tg 20 0,364 Fn Ft cos w 703 0,9 632,7 H Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 74 cos w cos 20 0,9 12. Проверка зубьев на выносливость по напряжениям изгиба 12.1 Определяем допускаемые напряжения изгиба раздельно для шестерни и колеса по формуле: Fp F lim в SF K Fc K FL , где F lim в - базовый предел выносливости зубьев по напряжению изгиба находим по табл. 5.23 [1] F lim в1 1,8 H HB1 1,8 285 513 МПа - для шестерни F lim в 2 1,8 H HB 2 1,8 248 446,4 МПа - для колеса SF – коэффициент безопасности SF = SF/ х SF//, где SF/ - коэффициент, учитывающий нестабильность свойств материала зубчатого колеса и ответственность зубчатой передачи (табл. 5.2 [1]) SF/ = 1,75…2,2, принимаем SF/ = 1,975. SF//- коэффициент учитывающий способ получения заготовки. Для поковок и штамповок SF// = 1 Имеем: SF = 1,975 х 1 = 1,975. КFC – коэффициент, учитывающий влияние двустороннего приложения (реверсирования) нагрузки; КFC = 1, для зубьев работающих одной стороной. КFL – коэффициент долговечности; КFL = 1, для передач при длительной постоянной нагрузке. [ Fp1 ] [ Fp 2 ] 513 1,0 1,0 260 МПа - для шестерни 1,975 446,4 1,0 1,0 226 МПа - для колеса 1,975 Проверку зубьев на выносливость по напряжениям изгиба проводим по колесу, т.к. [ Fp ] у колеса меньше. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 75 12.2 Определяем расчетное напряжение для колеса по формуле 8.19 [2] Fp YFS Ft K F /( в w m) , где Ft 703 H ; вw 32 мм; m 1,5 мм. YFS – коэффициент формы зуба определяем по графику 8.20 [2] При х = 0 (без смещения) YFS2 = 3,74 КF – коэффициент расчетной нагрузки определяем по формуле: КF = КFβ х КFV (стр.127, [2]) КFβ – коэффициент концентрации нагрузки при расчетах по напряжениям изгиба, находим по графику 8.15 [2], при этом вd 0,9 , (пункт 4 «П.З.»). КFβ = 1,08 КFV – коэффициент динамической нагрузки, по таблице 8.3 [2] КFV = 1,26 К FV 1,08 1,26 1,36 Получим: Fp 3,74 703 1,36 /(36 1,5) 66,2 МПа для колеса 13. Составление расчетных и допускаемых напряжений изгиба 13.1 Сравниваем расчетные напряжения изгиба с допускаемыми напряжениями изгиба Fp 66,2 МПа [ Fp ] 226 МПа Условие прочности соблюдается. 14. Проектный расчет валов 14.1 Ведущий вал Проектный расчет ведущего вала выполняем по рекомендациям [3]. 14.1.1 Ведущий вал соединен с электродвигателем муфтой МУВП. Диаметр выходного конца вала, подобранного электродвигателя, равен 24 мм. Так как вал электродвигателя и ведущий вал редуктора передают одинаковый крутящий Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 76 момент, мы можем диаметр выходного вала редуктора принять равным или близким к диаметру выходного конца электродвигателя. d = (0,8…1,0) d1 = (0,8…1,0) 24 = 19,2…24 мм. Проверим диаметр быстроходного вала по крутящему моменту: d 73 T1 7 3 13 16 мм принимаем диаметр выходного конца ведущего вала d = 17 мм. 14.1.2 Диаметр вала под подшипник dп = d + 2t = 17 + 2 х 3 = 23 мм t =3 по табл.3.1 Принимаем dп = 25 мм 14.1.3 Диаметр буртика под подшипник dбп = dп +3r = 24 + 3 х 1,5= 28,5 мм r = 1,5 по табл.3.1. По ряду нормальных линейных размеров принимаем dбп = 30 мм Эскиз ведущего вала – шестерни 14.2 Ведомый вал Ведомый вал редуктора передает крутящий момент Т2 = 40 Нм. 14.2.1 По формуле (15.1 [2]) приближенного оцениваем средний диаметр ведомого вала при [ ]=12 МПа (для редукторных валов): d 3 T2 /(0,2[ ]) 3 40 10 3 /(0,2 12) 25,5 мм 14.2.2 Разрабатываем конструкцию вала и по эскизной компоновке оцениваем его размеры. 14.2.3 Диаметр выходного конца ведомого вала: d 2вых (5...6) 3 Т 2 (5...6) 3 40 17,1...20,5 мм (промежуток для тихоходного вала) Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 77 Принимаем d 2в ых =21 мм 14.2.4 Диаметр вала под подшипник: dп2 = d2вых + 2t = 21 + 2 х 3 = 27 мм t = 3 (по табл.3.1, [3]) Принимаем dп2 = 30 мм. 14.2.5 Диаметр буртика под подшипник dбп2 = dп2 + 3r = 27 + 3 х 1,5 = 31,5 мм r = 1,5 (по табл.3.1, [3]) Принимаем dбп2 = 32 мм. 14.2.6 Диаметр вала под колесо: dk ≥ dбп2 ≥ 32 мм Принимаем dk = 32мм 14.2.7 Диаметр буртика под колесо dбк = dк + 3f = 32 + 3 х 1 = 35 мм f = 1 (по табл.3.1 [3]) По ряду нормальных линейных размеров принимаем dбк = 36 мм Эскиз ведомого вала 15. Определяем конструктивные размеры зубчатых колес 15.1 Определяем конструктивные размеры цилиндрического прямозубого колеса 15.1.1 Принимаем длину ступицы колеса: lcm = вw = 32 мм 15.1.2 Определяем диаметр ступицы: Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 78 dст.к = (1,5…1,55) dk = (1,5…1,55) х 32 = 48…49,6мм По ряду нормальных линейных размеров принимаем dст.к. = 50 мм 15.1.3 Определяем толщину обода зубчатого венца: S = 2,5m + 2 = 2,5 х 1,5 + 2 = 5,75 мм, Так как вw > 20 мм, увеличиваем S на 10-20 %. Принимаем S = 7мм 15.1.4 Определяем фаски на торцах зубчатого венца: f = (0,6…0,7) m = (0,6…0,7) 1,5 = 0,9…1,05 мм Принимаем f = 1,6 мм. На прямозубых колесах фаску выполняем под углом αф = 45˚. 15.1.5 Определяем толщину диска: с = (0,35…0,4) в = (0,35…0,4) 32 = 11,2…12,8 мм Принимаем с = 12 мм. Радиус закруглений R ≥ 6 мм. Принимаем R = 6 мм. 16. Подбор и проверка шпонок 16.1 По ГОСТ 23360-78 подбираем призматическую шпонку под цилиндрическое колесо. Диаметр вала под колесо dк = 32 мм; Длина ступицы колеса dстк = 32 мм; Выбираем шпонку в х h x l = 10 х 8 х 28 16.1.1 Проверяем длину шпонки из условия прочности на смятие l шп 4Т 2 10 3 4 40 10 3 в 10 15,7 мм d k h[ cм ] 32 8 110 Допускаемое напряжение [ cм ] = 110 МПа Условие прочности выполняется. 17. Расчет усилий в зацеплениях закрытой и открытой передач 17.1 Расчет усилий в зацеплении закрытой цилиндрической прямозубой передачи. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 79 Окружное усилие: Ft 2 2Т 2 10 3 2 40 1000 650 H d2 123 (8.5 [2]) Радиальное усилие: Fr2= Ft2 x tgα = Ft2 x tg20° = 650 x 0,36397 = 237 H (8.6 [2]) 18. Выбор расчетной схемы вала. Определение опорных реакций, построение эпюр изгибающих и крутящих моментов. 18.1 Определение реакций в опорах Реакции в опорах определяем на основании уравнения равновесия 18.1.1 В вертикальной плоскости М iА 0, Fr2 х l1 – RВY (l1 + l2) = 0 Из-за симметричного расположения принимаем l1=l2. По компоновочной схеме принимаем l=35 мм Отсюда реакция опоры В в вертикальной плоскости RВY Fr 2 l1 237 35 118,5 H l1 l 2 35 35 M iВ 0, RАY(l1+l2) - Fr2l2 = 0 R АY Fr 2 l 2 237 35 118,5 H l1 l 2 35 35 Проверка: FiY 0; RАY Fr 2 RВY 0 118,5 – 237 – 118,5 = 0 18.1.2 В горизонтальной плоскости: М iA 0, Ft2I1 – RВX (I1 + I2) = 0 RBX Ft 2 l1 650 35 325 H l1 l 2 35 35 M iВ 0, -RАX(l1+l2) + Ft2l2 = 0 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 80 R АX Ft 2 l 2 650 35 325 H l1 l 2 35 35 Проверка: FiX 0; RBX Ft 2 R АX 0 325 – 650 + 325 = 0 ВЫВОД: Реакции в опорах определены верно. 18.2 Построение эпюр изгибающих и крутящих моментов Эпюры изгибающих моментов строят в двух плоскостях. 18.2.1 Горизонтальная плоскость: Момент под колесом: МХ Ft 2 l 650 0,035 11,38Н * м 2 2 18.2.2 Вертикальная плоскость: Момент под колесом: МY Fr 2 l 237 0,035 4,15 Н * м 2 2 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 81 18.3 Построение эпюр изгибающих и крутящих моментов 0,035 RÀ1 À 0,035 RÂ1 Â Fr z2 0 RÀ2 À z1 4,15 0 ÝÌ 1,Í *ì RÂ2 Â Ft z1 z2 11,38 0 0 ÝÌ 2,Í *ì 40 ÝÒ,Í *ì ВЫВОД: По эпюрам определяем опасное сечение, опасным сечением будет место посадки колеса. Здесь действует максимальный крутящий и изгибающий моменты, поэтому дальнейшие расчеты ведут по одному сечению. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 82 19. Подбор и расчет подшипников Подбор и расчет подшипников ведомого вала ведем по наиболее нагруженной опоре В. Требуемый ресурс долговечности подшипников по заданию Lh = 12000 ч. 19.1 Учитывая сравнительно небольшую осевую силу назначаем по [10] для ведомого вала шариковые радиальные однорядные подшипники легкой узкой серии, условное обозначение 206 со следующими характеристиками: Внутренний диаметр подшипника, d = 30 мм; Наружный диаметр подшипника, D = 62 мм; Ширина подшипника, B = 16 мм; Фаска подшипника, r = 1,5 мм; Динамическая грузоподъемность: Cr = 19,5 кН Статическая грузоподъемность: Со = 10 кН 19.2 Определяем эквивалентную радиальную нагрузку по формуле: Р xRA K t K б эквивалентная нагрузка х =1; Кt = 1; Кб = 1; RA RAY RAX 118,52 3252 346 Н 2 2 Отсюда Р = 346 Н 19.3 Находим эквивалентную долговечность: LhE н Lh , где (16.31 [2]) по табл. 8.12 [2] н = 0,25 Lh = 12000 часов (задано) Получим: LhE = 0,25 х 12000 = 3000 ч. 19.3.1 Определяем ресурс подшипника: LE = 60 х 10-6 х n х LhE = 60 х 10-6 х 420 х 3000 = 75,6 млн.об. (16.28 [2]) n = n2 = 420 об/мин. 19.3.2 По табл. 16.3 [2]: а1 = 1,0 – коэффициент надежности; Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 83 а2 = 1,0 – обобщенный коэффициент совместного влияния качества металла и условий эксплуатации. 19.4 Определяем потребную динамическую грузоподъемность выбранного подшипника и сравниваем ее с паспортной. С(потребная) ≤ С(паспортная) (16.26 [2]) 19.4.1 С(потребная) = Р р L /( a1 a 2 ) , где Р = Рr = 346 Н р = 3 (для шариковых подшипников) L = LE = 75,6 млн.об. С(потребная) = 346 3 75,6 /(11) 1463 Н Итак: С(потребная) = 1463 Н < С(паспортная) = 19500 Н Условие выполняется 19.5 Проверяем подшипник на статическую грузоподъемность: Эквивалентная статическая нагрузка Ро = Хо х Fr + Yо х Ft, где (16.33 [2]) Для шарикоподшипников: Коэффициенты радиальной и осевой статических нагрузок: Хо = 0,6 и Yо = 0,5 С учетом возможной двух кратной перегрузки: Ро = 2 х (0,6 х 237 + 0,5 х 650) = 934 Н < 10000 Н Условие выполняется. 20. Проверочный (уточненный) расчет ведомого вала. 20.1 Выбор материала вала. Материал вала – Сталь 45, улучшенная 192…240 НВ Характеристики: в = 750 МПа – предел прочности при растяжении; = 450 МПа – предел текучести; Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 84 срок службы длительный, нагрузка близка к постоянной, допускается двухкратная кратковременная нагрузка. 20.2 Расчет вала на выносливость. Для валов расчет на сопротивление усталости является основным. Прежде всего устанавливаем характер цикла напряжений. Так как установить действительный цикл нагрузки машины в условиях эксплуатации трудно, расчет выполняем по номинальной нагрузке, а циклы напряжений принимаем: симметричный – для напряжений изгиба и отнулевой для напряжений кручения. Цель расчета – определение запаса сопротивления усталости в опасном сечении. При совместном действии кручения и изгиба запас сопротивления усталости определяем по формуле: S S S S 2 S2 [ S ] 1,5 (15.3 [2]) Как видно из эпюр, в нашем случае опасным сечением является сечение под правым подшипником. Проведем для него расчет. 20.2.1 Суммарный изгибающий момент в опасном сечении С М 12,1103 Н * мм 20.2.2 Запас сопротивления усталости по изгибу и по кручению: S S 1 K a m (К d K F ) 1 K a m (К d K F ) по изгибу по кручению (15.4 [2]) В этих формулах а и а – амплитуды переменных составляющих циклов напряжений, а m и m – постоянные составляющие. Согласно принятому выше условию (рис.2 и рис.3) при расчете валов m 0; a M /( 0,1d 3 ) m a 0,5 0,5T /( 0,2d 3 ) (15.5 [2]) находим а = 12100 / (0,1 х 323) = 3,69 МПа находим m = а = 0,5 х 40 х 103 / (0,2 х 323) = 3,05 МПа Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 85 и – коэффициенты корректирующие влияние постоянной составляющей цикла напряжений на сопротивление усталости. Их значения зависят от механических характеристик материала. Для среднеуглеродистых сталей = 0,1; = 0,05. Предел выносливости определяем по формуле: 1 (0,4...0,5) в (15.7 [2]) 1 (0,2...0,3) в 1 = 0,4 х 750 = 300 МПа 1 = 0,2 х 750 = 150 МПа По графику рис.15.5 [2] находим Масштабный фактор Кd = 0,85 По графику рис.15.6 [2] находим Фактор шероховатости поверхности Кf = 1,0 По таблице 15.1 [2] назначаем: Коэффициент концентрации напряжений при изгибе К = 1,85 Коэффициент концентрации напряжений при кручении К = 1,4 S S 300 36,4 1,85 3,65 (0,1 3,05) (0,85 х1,0) 150 3,05 1,4 (0,05 3,05) (0,85 1,0) 29,0 Находим запас сопротивления усталости при совместном действии напряжений кручения и изгиба (15.3 [2]) S S S S S 2 2 36,4 29,0 36,4 2 29,0 2 22,7 S 1,5 Вывод: Запас прочности вала на сопротивление усталости обеспечен. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 86 20.2.3 Расчет вала на статическую прочность при перегрузках. Проверку статической прочности производим в целях предупреждения пластических деформаций и разрушений с учетом кратковременных перегрузок (например, пусковых и т.п.). При этом определяем эквивалентное напряжение: эк u2 4 2 , где (15.8 [2]) и М /( 0,1d 3 ) Т /( 0,2d 3 ) (15.9 [2]) 0,8 Т 0,8 450 360 МПа и 12,1103 /( 0,1 323 ) 3,69 МПа 40 103 /( 0,2 323 ) 6,1 МПа При перегрузках напряжения удваиваются и для опасного сечения в опоре В: и 7,38МПа 12,2 МПа Находим: эк 7,38 2 4 12,2 2 25,5 МПа 360 МПа Условия соблюдается. Вывод: Статическая прочность вала при перегрузках обеспечена. 21. Расчет элементов корпуса На рисунке 4 показан один из возможных вариантов корпуса вертикального одноступенчатого цилиндрического редуктора. Для удобства сборки корпус выполнен разъемным. Плоскости разъемов проходят через оси валов и располагаются параллельно плоскости основания. Для соединения нижней, верхней частей корпуса и крышки редуктора по всему контуру разъема выполнены специальные фланцы, которые объединены с приливами и бобышками для подшипников. Между бобышками, основанием и на крышке имеются ребра жесткости. Размеры корпуса редуктора определяются числом и размерами размещенных в нем деталей и их расположением в пространстве. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 87 К корпусным деталям относятся прежде всего корпус и крышка редуктора, т.е. детали, обеспечивающие правильное взаимное расположение опор валов и воспринимающие основные силы, действующие в зацеплениях. Корпус и крышка редуктора обычно имеют довольно сложную форму, поэтому их получают методом литья или методом сварки (при единичном или мелкосерийном производстве). Ориентировочно основные размеры корпуса определились при составлении компоновочной схемы. Теперь следует уточнить их. Таблица Наименование элемента Обозначение Эмпирическое соотношение Размер, мм а1 а 1 3 а (d a1 / 2) (d a 2 / 2) 3 9 = 0,025а + 5 7 1 1 = (0,8…0,85) 6 2 2 = (1,5…1,65) 11 3 3 = (1,45…1,5) 10 4 4 = 2,5 18 d d (0,029 0,031) а 6 10 к к ≈ 2,7d 27 d1 d1 (0,0320,034) а 9 12 d3 d 3 (0,7 0,8) d 8 d2 d 3 (0,036 0,04) а 12 16 D1 D1 = Dкр.подш. + 4…5 96 Зазор между вращающимися деталями и корпусом редуктора Толщина стенки корпуса редуктора Толщина стенки крышки редуктора Толщина фланца корпуса редуктора Толщина фланца крышки редуктора Толщина фланца подошвы корпуса Диаметр болтов по разъему корпусов и крышки Ширина фланца Диаметр болтов по приливам Диаметр фиксирующих штифтов Диаметр фундаментальных болтов Наружный диаметр бобышки Высота бобышки h1 Высота приливов h2 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а конструктивно конструктивно 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 88 Расстояние между осями болтов Расстояние между осями болтов на фланцах Толщина проушины Диаметр отверстия в проушине Радиус подъемных крючьев Ширина подъемных крючьев Толщина ребер жесткости Длина корпуса редуктора Ширина корпуса редуктора Высота корпуса редуктора Высота нижнего корпуса а// а// = (1,1 – 1,2) d1 14 t t = 10 – 12d 100 S S = (1,5…2,0) 1 12 dп dп = (1,5…2,0) 1 12 R/ R/ = (2,0…2,5) 16 n n = (2,0…3,0) 18 SI L SI = (0,9…1) L = da2+2a1+2 7 158 В В = в2+2a1+2 68 Н Н1 Н ≈ Н1+а+(dа1/2)+а1+ 1 Н1 = 4 +в2+dа2/2 232 117 Рис.4. 22. Смазка редуктора В настоящее время в машиностроении широко применяют картерную систему смазки при окружной скорости колес от 0,3 до 12,5 м/с. В корпус редуктора заливают масло так, чтобы венцы колес были в него погружены. При их вращении внутри корпуса образуется взвесь частиц масла в воздухе, которые покрывают поверхность расположенных внутри деталей. 22.1 Выбор сорта смазки Выбор смазочного материала основан на опыте эксплуатации машин. Принцип назначения сорта масла следующий: чем выше контактные давления в Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 89 зубьях, тем большей вязкостью должно обладать масло, чем выше окружная скорость колеса, тем меньше должна быть вязкость масла. Поэтому требуемую вязкость масла определяют в зависимости от контактного напряжения и окружности скорости колес. Окружная скорость колес ведомого вала определена в пункте 9.1 «П.З.», V2 = 2,7м/сек. Контактное напряжение определено в пункте 3.2 «П.З.», [ н] = 463 МПа. Теперь по окружности и контактному напряжению из табл.8.1 [3] находим требуемую вязкость масла = 28мм2/с. Сорт масла выбираем с учетом требуемой вязкости по табл.8.3 [3]. Возможно использование масла: индустриальное И-Г-А-32. 22.2 Определение объема масляной ванны 22.2.1 Предельно допустимые уровни погружения колес цилиндрического редуктора в масляную ванну: 2m ≤ hM ≤ 0,25d2 2х1,5=3 ≤ hM ≤ 0,25 х 123 = 30,75 мм наименьшую глубину принято считать равной двум модулям зацепления. Наибольшая допустимая глубина погружения зависит от окружной скорости колеса. Чем медленнее вращается колесо, тем на большую глубину оно может быть погружено. Учитывая, что окружная скорость невысока, а схема редуктора вертикальная, примем значение hм = 25 мм. 22.2.2 Теперь определим уровень масла от дна корпуса редуктора: h = в0 + hм = 12 + 25 = 37 мм в0 – расстояние от наружного диаметра колеса до дна корпуса в0 ≥ 6 х m ≥ 6 х 1,5 ≥ 9 мм примем в0 = 12 мм. 22.2.3 Объем масляной ванны (L- ) x (B- ) x h = (158-7) x (68-7) x 37 = 340807 мм3 Объем масляной ванны составил ≈ 0,35 л. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 90 22.3 Способ контроля уровня смазки зубчатых колес Для контроля уровня масла в корпусе необходимо установить жезловый маслоуказатель Рис.5. Также в нижней части корпуса редуктора предусмотрено отверстие с пробкой для слива отработанного масла, а на крышке редуктора – отдушина для снятия давления в корпусе, появляющегося от нагрева масла и воздуха при длительной работе. Отдушину можно также использовать в качестве пробки, закрывающей отверстие для заливки масла. 23. Выбор способа и типа смазки подшипников Подшипники смазывают тем же маслом, что и детали передач. Другое масло применяют лишь в ответственных изделиях. При картерной смазке колес подшипники качения смазываются брызгами масла. При окружности вращения колес V > 1 м/с брызгами масла покрываются все детали передач и внутренние поверхности стенок корпуса. Стекающее с колес, валов и стенок корпуса масло попадает в подшипники. Так как смазка жидкая, для предохранения от ее вытекания из подшипниковых узлов, а так же для их защиты от попадания извне пыли, грязи и влаги торцовые крышки установим с жировыми канавками, которые заполним густой консистентной смазкой. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 91 24. Сборка узла ведомого вала Операции по сборке узла ведомого вала осуществляют в следующем порядке: 1. установить шпонку в паз на диаметр вала для цилиндрического колеса; 2. установка цилиндрического колеса; 3. установка втулки распорной; 4. установка подшипников до упора в заплечики, осевой зазор регулируется при установке крышек с помощью набора тонких металлических прокладок; 5. установка и крепление верхнего корпуса; 6. установка и крепление крышек, фиксирующих подшипники (жировые канавки сквозной крышки перед установкой забить консистентной смазкой); 7. установка шпонки в паз на выходной конец вала; 8. установка и крепление цилиндрической шестерни. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 92 Список литературы: 1. «Методические указания к выполнению расчетной части курсового проекта по прикладной механике» УГАТУ. 2. Иванов М.Н. Детали машин. Высшая школа, 2000 г. 3. П.Ф. Дунаев, О.П. Леликов. Детали машин. Курсовое проектирование. Высшая школа, 1984 г. 4. Д.С. Левятов, Г.Б. Соскин. Расчеты и конструирование деталей машин. Высшая школа, 1985 г. 5. Феодосьев В.И. Сопротивление материалов. М., 1989 г. 6. Марочник сталей и сплавов. Справочник / Под редакцией В.Г. Сорокина, М., Машиностроение, 1989 г. 7. Анурьев В.И. Справочник конструктора машиностроителя. М.,2001 г. Т.I, II, III. 8. Детали машин: Атлас / Под редакцией Д.Н. Решетова. М., 1992 г. 9. М.И. Амфимов. Редукторы. Конструкции и расчет. М., Машиностроение, 1972 г. 10. Подшипники качения. Справочник-каталог / Под редакцией В.Н. Нарышкина и Р.Р. Коросташевского. М., Машиностроение, 1984 г. 11. П.Ф. Дунаев, О.П. Леликов «Конструирование узлов и деталей машин». Высшая школа, 2003 г. Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 93 Шпонки призматические из ГОСТ 23360-78 Диаметр вала, мм d 32 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а Сечение шпонки, мм Длина ступицы, мм b h Lст 10 8 32 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 94 Подшипник шариковый радиальный Одинарный из ГОСТ 8338-75 Обозначение d,мм D,мм В,мм r,мм 205 25 52 15 1,5 Изм. Лис 4072 т № докум. Подпис Дат ь а 402.2.06.144.000.ПЗ Лист 95
