2880
.pdfтора.
Для рассматриваемого трехзвенного планетарного механизма
(рис.4.12), в котором колесо 1 является опорным, колесо 2 - сателлитом, зве-
но Н - водилом, имеем мгновенный центр вращения Р, вокруг которого вра-
щается колесо 2, обегая неподвижное колесо 1. Из рассмотрения (рис.4.12)
для скорости v02 точки О2, являющейся общей для колеса и и водила Н, име-
ем :
v02 |
2 r2 |
н (r1 r2 ) |
где:
2 - угловая скорость колеса 2,
H - угловая скорость водила.
Следовательно, передаточное отношение от колеса 2 к водилу i2н равно
2 |
|
r1 r2 |
|
r1 |
|
|
i2н |
|
|
|
1 |
|
1 i21 |
н |
|
r2 |
r2 |
|||
|
|
|
|
где:
i21 - передаточное отношение при неподвижном водиле.
По классификации планетарных передач проф. В.Н. Кудрявцева такой механизм имеет индекс К-Н. Для него известно, что допускаемая величина момента М12 на центральном колесе определяется, как:
|
bd 2i |
21 |
K |
0 |
|
М12 |
1 |
|
, |
||
2(i21 |
|
1) |
|||
|
|
|
где:
b - рабочая ширина зубчатого венца,
d1 - диаметр делительной окружности колеса 1,
K0 |
Ck k |
- для прямозубых передач, |
|
||
|
Kнk |
Сk - коэффициент контактных напряжении, равен меньшему из двух значений Ck1 и Сk2 соответственно для шестерни и колеса:
Сk1 Ckв1K p1 ;
Сk 2 Ckв2 K p2 ;
Ckв - выбирается по таблицам, например для твердости рабочих поверх-
ностей зубьев НВ 200, Ckв = 103,8 Н/см2,
Кр - также выбирается по соответствующим графикам, например для твердости рабочих поверхностей меньших НВ 350 и числу циклов 100 мил-
лионов, Кр = 0,9;
k = 1 для некоррегированных передач,
|
sin 2 |
S |
- для коррегированных угловых коррекций, |
k |
sin 2 |
|
|
|
Д |
|
S - угол зацепления в торцовом сечении,
Д - профильный угол исходного контура,
Кнk=1+( н-1) к,
к - определяется по графикам, например, для НВ 200 и окружной ско-
рости 7 м/с, |
к = 0,25, |
|||
|
1 |
|
0,4bc |
|
н |
|
|
- для внешнего зацепления при b/d 0,5, где |
|
|
|
|||
|
|
|
qc |
|
d - |
диаметр окружности центрального колеса, |
|||
с - |
коэффициент удельной жесткости зубьев, обычно для прямозубых |
передач с = 147 0000 Н/см2, - угол в радианах перекоса зубьев в плоскости зацепления ,
qc - величина удельной нагрузки, приходящейся на единицу ширины зубчатого венца.
Из формулы для момента найдем величину d1
d1 |
2M12 (i21 1) |
|
bi21K0 |
||
|
Хотя данный тип передачи наиболее прост в изготовлении, монтаже,
надежен в работе, имеет К.П.Д. до 0,997, очень малые габариты и вес, в
принципе возможно применение и других типов планетарных передач, таких как 2К - Н, К - Н - V, ЗК, с - I замкнутых и 2К - V.
4.3. Расчет тормозов В качестве приводов тормозов используются обычно электромагниты
переменного тока, рассчитываемые по известным методикам. В случае при-
менения орбитального привода для бытовых приборов допустимо использо-
вание ручного выключения. Предпочтительны тормоза дискового типа, об-
ладающие хорошими компоновочными характеристиками. В этом случае момент трения Мт определяют по формуле:
Мт Ffrср
F - сила нажатия,
f - коэффициент трения,
rср |
D1D2 |
- средний радиус рабочих поверхностей, обычно принима- |
|
4 |
|||
|
|
ют D1/D2=2..1,5.
Для уменьшения силы нажатия и габаритов возможно применение многодисковых тормозов.
Увеличение F ограничено допускаемым средним удельным давлением
[Р] на трущихся поверхностях:
Р |
|
F |
|
[P] |
|
|
|
||
|
|
|
||
( |
/ 4)(D2 D2 ) |
|||
|
|
1 |
2 |
|
Интенсивность износа зависит от удельной мощности трения: aт=Pfv<[aт]
где v - средняя скорость скольжения.
Для увеличения срока регулировки тормозов большое значение име-
ет правильный выбор пружин. Основным типом является винтовая ци-
линдрическая пружина сжатия. Можно выбрать пружину из некоторого клас-
са, исходя из следующих заданных величин: - рабочий ход числа циклов до
разрушения, наружного диаметра D, V0 - наибольшей скорости перемеще-
ния подвижного конца, Q1 - силы при предварительной деформации, Q2 -
силы при рабочей деформации. Силу Q3 при максимальной деформации рас-
считывают по формуле
Q3 1Q2
где - относительный инерционный зазор, находящийся в пределах
0,05 0,25.
Далее производится проверка на отсутствие соударений витков от сил инерции
V0 / Vkp < 1,
Где
Vkp - критическая скорость.
Потеря устойчивости не происходит, если высота пружины Н
Н(D - d),
где d - диаметр проволоки.
При больших высота должна быть
Н0 / D0 (Н0 / D0)пр = 2,62 / v ,
где Н0 и D0 - высота и диаметр в свободном состоянии,
v - коэффициент, зависящий от способа крепления концов пружины.
5. Динамический расчет Оценим возможности применения орбитальной машины в исполни-
тельном приводе. Конструктивное исполнение при этом может отличаться от показанного на рис.4.5. В частности, целесообразно применение полых алю-
миниевых роторов для уменьшения момента инерции, дополнительного внутреннего статора для компенсации уменьшения потока. Кроме того,
иными являются и критерии выбора передаточного отношения. Так, соглас-
но, например данный выбор эквивалентен точечной задаче в координатах
момент - мощность - приемистость. Если окажется, что точка, изображаю-
щая заданный динамический режим лежит в пределах располагаемого мо-
мент - энергетического пространства или может быть приведена в него при изменении передаточного числа редуктора, то заданный режим будет выпол-
нимым.
Орбитальная машина обладает повышенными динамическими характе-
ристиками вследствие реализации фактически многодвигательного сое-
динения. При этом возможно как дифференциальное (соединение вала цен-
тральной шестерни с дополнительным двигателем), так и жесткое много-
двигательное соединение, поскольку каждый ротор - сателлит может рас-
сматриваться как отдельный двигатель. Параметры эквивалентного двигате-
ля записываются в виде:
|
М |
П |
nM |
|
i; |
F |
nF i2 ; |
||||
|
|
|
|
|
|
П1 |
дв |
дв1 |
|
||
|
I |
дв |
|
nI |
дв |
i2 |
; |
хх |
хх1 |
/ i; |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
хх |
|
хх1 / i; |
Pm |
nPm1; |
|
||||
|
Пm |
nПm1 ; |
Т дв |
nТ дв |
|
||||||
где |
Мп и Mn1 - пусковые моменты соответственно эквивалентного и |
||||||||||
элементарного двигателя, |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
n - число одинаковых двигателей, |
|
|
|
||||||||
Fдв |
и Fдв1 - соответственно коэффициенты собственного демп- |
||||||||||
фирования, |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
хх и |
хх1 - скорости холостого хода, |
|
|
||||||||
xx и |
xх1 - ускорения холостого хода, |
|
|
Рm и Pm1 - максимальные полезные текущие механические мощности,
Пm и Пm1 - максимальные приемистости по скорости,
Тдв и Тдв1 - электромеханические постоянные времени.
Данная система параметров справедлива для пониженной скорости.
Для основной скорости динамические параметры определяются для сос-
тавного ротора в целом.
После завершения всех расчетов целесообразно провести оконча-
тельный поверочный расчет привода с выбранными статором, роторами и механической частью. На рис.4.13 приведены расчетные и эксперимен-
тальные характеристики орбитального привода, собранного на базе стато-
ра АЕР - 16 - УЧ номинальной мощностью 180 Вт, частота вращения 142 р/с,
К.П.Д. 52 %, коэффициент мощности 0,66, пусковой ток 12 А, номиналь-
ный ток 2,2 А, отношение пускового момента к номинальному 1,15, отноше-
ние максимального момента к номинальному 1,7 и двух роторов КД - 50 - УЧ с внешним диаметром 43,8 мл, длиной активной части 53 мм, длиной пакета
40,5 мм. Дополнительно изготовленными деталями являются фланцы ротора и тормозное устройство.
Кроме того, в состав привода входит цилиндрическая зубчатая пара с передаточным отношением, равным пяти. Нагружение машины производи-
лось с помощью электромагнитного моментомера. Пуск осуществлялся так-
же как н у двигателя AEP-16, с помощью пусковом обмотки. На рис.4.13 по-
казаны следующие механические характеристики:
1 - пониженная скорость, сплошная линия - эксперимент, пунктирная -
расчет,
2 - основная скорость, сплошная линия - эксперимент, пунктирная -
расчет,
3 - характеристика штатного двигателя с обычным ротором.
Контроль скорости производился тахогенератором на базе микрома-
шины ДПМ - 25.
По результатам рассмотрения экспериментальных и расчетных харак-
теристик можно сделать следующие заключения. Как при работе составного ротора при заторможенных составляющих роторах на основное скорости, так и при работе на пониженной скорости наблюдается уменьшение момента по сравнению со штатным ротором. Это вызвано как увеличением числа воз-
душных зазоров, так и уменьшением числа и размеров стержней - ротора.
Кроме этого, лишь относительно небольшая часть стержнем расположена на радиусе основного ротора, остальные удалены от этого радиуса и сообщают составному ротору на основной скорости гораздо меньшим момент из-за уменьшения плеча. Эти же причины вызывают и увеличение тока холостого хода на 30-35% по сравнению с паспортными данными. В свою очередь, это увеличивает перегрев двигателя, особенно в период пуска. В этом связи представляется целесообразным выполнение обмотки статора проводом меньшего сечения, что позволит ликвидировать перегрев. Для увеличения номинального момента можно перейти на большим типоразмер основного статора и составных роторов.
Таким образом, данные приводы, как и приводы с многоскоростными полюсопереключаемыми двигателями, обладают повышенными массой и га-
баритами по сравнению с односкоростными. Однако преимуществом орби-
тального электропривода является использование обычного однообмоточно-
го статора, что резко уменьшает трудоемкость обмоточных работ и создает предпосылки широкой унификации с асинхронными машинами массовых се-
рии и уменьшения как стоимости привода, так и эксплуатационных издер-
жек.
5.СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.Радии В.И., Брускни Д.Э, Зорохович А.Е. Электрические машины.
Асинхронные машины. - М. Высшая школа, 1988.
2. Электроподвижной состав с асинхронными тяговыми двигателями.
А.С. Курбасов. НА. Ротанов. 10.Г Быков. В.В. Литовченко - М.: Транспорт,
1991.
3. Домбровский В.В., Зайчик В.М. Асинхронные электродвигатели. -
Л.: Энергоатомиздат, 1990.
4. Харитонов А.М. Многоскоростные электродвигатели в промышлен-
ном электроприводе. - М.: Энергия. 1971.
5. Обмотки электрических машин. В.Н. Зимин, М.Я. Каплан, А.М. По-
мей и др. - Л.: Энергия. 1975.
6. Жерве Г.К, Обмотки электрических машин. — Л.: Энергоатомиздат,
1989.
7. Асинхронные электродвигатели серии 4А Справочник / Э.А. Крав-
чик, М.И. Шлафф, В.И. Афонин. Е.А. Со-боленская. — М.: Энергия, 1982.
8. Костенко М.П., Пиотровский Л.М. Электрические ми-шины. ч. 2. —
М.: Энергия, 1971.
9. Винокуров ВА., Попов ДА. Электрические машины железнодорож-
ного транспорта. — М.: Транспорт. 1986.
10.Вольдек А.И. Электрические машины. — Л.: Энергия. 1966.
11.Иванов-Смоленский А.В. Электрические машины. — М.: Энергия,
1980.
12. Костенко М.П. Электрические машины. Специальная часть. — М.;
Л.: Госэнергоиздат, 1949.
13. Даннлевич Я.Б., Кошарский Э.Г. Добавочные потери в электриче-
ских машинах. — М.; Л.: Госэнергоиздат. 1963.
14.Шуйский В.П. Расчет электрических машин. — Л.: Энергия, 1968.
15.Унифицированная серия асинхронных электродвигателей «Интерэ-
лектро» / Под ред. В.И. Радина. — М.: Энергоатомиздат, 1991.
16.Копылов И.П. Проектирование электрических машин. — М.: Энергия, 1980.
17.Попов СД. Трехфазная полюсопереключаемая обмотка. — В тематическом сборнике трудов «Силовые и информационные электромеханические устройства». — М.: Изд-во Московского авиационного ин-та, 1989.
18.Градштейн И.С., Рыжик И.М. Таблицы интегралов, сумм. рядов и произведений. — М.: Наука, 1971.
19.Дартау А. А. Общая методика составления схем многофазных двухскоростных обмоток. — Электричество, 1970, №3
20.Дартау А. А. К вопросу о составлении схем многофазных полюсопереключаемых обмоток. — В кн.: Электрические машины малой мощности. Л.: Наука, 1970.
21.Дартау А. А. Усовершенствование обмоток многоскоростных асинхронных двигателей.—Электричество, 1979, № 6.
22.Захаров М. К., Радимов И. Н. Теория и метод построения полюсно-
модулированных обмоток. — Электротехника, 1973, № 1.
6. СОДЕРЖАНИЕ
ВВЕДЕНИЕ
1.Критерии оценки полюсопереключаемых статорных обмоток трех-
фазных многоскоростных асинхронных двигателей
2.Оценка качества многоскоростных обмоток электродвигателей
3.Орбитально-планетарный электропривод с внешними магнитными системами.
4.Двухскоростной орбитальный электропривод
4.1.Геометрический и компоновочный расчеты.
4.2.Электромагнитный расчет.
4.3.Тепловой и вентиляционный расчеты
4.4.Механические расчеты
4.5.Динамический расчет
5. Список литературы