| Федеральное агентство по железнодорожному транспорту
Уральский государственный университет путей сообщения.
кафедра: локомотивная тяга
Курсовая работа
по дисциплине “Электрическое оборудование ЭПС”
Проверил: Выполнил:
преподаватель студент Симонов С.А.
Чернов Р.В. Шифр: 2000 - Л/к - 1846
Екатеринбург 2006
СОДЕРЖАНИЕ
ВВЕДЕНИЕ. 4
1. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ. 5
2. РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ КОНТАКТНОГО СОЕДИНЕНИЯ.. 5
2.1. Эскиз пары линейных Г - образных контакт-деталей. 5
2.2. Расчет контактного нажатия Fк. 6
2.3. Расчет электрического сопротивления контактов rК.. 7
2.4. Расчет токов IР и IПЛ и проверка их по условиям термической устойчивости 7
2.5. Расчет электрической мощности, рассеиваемой на контактах при протекании тока, равного IДЛ.. 8
3. РАСЧЕТ ПНЕВМАТИЧЕСКОГО ПРИВОДА.. 10
3.1. Кинематическая схема электропневматического контактора с обозначением действующих сил во включенном его состоянии и соответствующих им плеч. 10
3.2. Вывод расчетного уравнения и определение диаметра поршня dВ. 11
3.3. Расчет приведенного веса подвижных частей G' 13
3.4. Расчет силы отключающей пружины FП1в конечном (сжатом) состоянии 14
3.5. Расчет зазора контактов hP. 14
3.6 Расчет хода поршня при включении аппарата hX. 14
3.7 Расчет жесткости отключающей пружины Ж.. 15
3.8 Расчет максимального значения силы сжатия FШ... 15
4 РАСЧЕТ ДУГОГАСИТЕЛЬНОГО УСТРОЙСТВА.. 16
4.1. Эскиз конструкции дугогасителыюй системы контактора. 16
4.2. Расчет расстояния между полюсами (воздушного зазора) lВ. 17
4.3. Расчет магнитного потока в зоне полюсов ФП.. 18
4.4. Расчет количества витков в дугогасительной катушки WК.. 19
4.5. Выбор высоты hм и толщины bш шины катушки. 20
4.6. Выбор длинны LР и площади поперечного сечения SР дугогасительных рогов 20
4.7. Расчет площади поперечного сечения сердечника дугогасительной катушки SС 21
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ.. 22
Объектом расчета является индивидуальный электропневматический контактор, разновидности которого получили широкое распространение в качестве коммутационного аппарата в электрических цепях электровозов и электропоездов постоянного и переменного тока, тепловозов с электропередачей.
Электропневматические приводы применяют очень широко, что вызвано их благоприятными характеристиками: произвольной величиной хода, отсутствием ударов и вибраций при включении. В сравнении с электромагнитными приводами они имеют лучшие масса-габаритные показатели при заметно меньшем расходе цветных металлов. Для этих приводов необходимы меньшие токи в цепях управления, что позволяет уменьшить площадь сечения поездных проводов и проводов цепей управления. Имеет значение и то, что на ЭПС имеется сжатый воздух для тормозов, т.е. его можно использовать для электроаппаратов.
1
. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
Вариант 46
Длительный рабочий ток силовых контактов lДЛ= 500 А
Номинальное напряжение контактора Uном = 1500 В
2
. РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ КОНТАКТНОГО СОЕДИНЕНИЯ
На рисунке 2.1. изображен эскиз пары линейных Г-образных контакт - деталей. Верхний контакт неподвижный, нижний - подвижный, представленный в двух предельных положениях: при первоначальном соприкосновении (сплошные линии) и в рабочем положении (штриховые). Переход из одного состояния в другое происходит путем безразрывного перекатывания контактной поверхности подвижного контакта по поверхности неподвижного контакта с одновременным его поворотом на угол α.
Рисунок 2.1. - Эскиз пары линейных Г-образных контакт - деталей 2.2. Расчет ширины контактов b
b=IДЛ/jЛ
Ширину контактов b можно выразить из формулы линейной плотности тока jЛ=lдл/b. Величина jЛ нормируется для различных коммутирующих аппаратов, применяемых на электроподвижном составе /I, с.39/. (2.1), где b – ширина контактов, мм.
IДЛ – длительный рабочий ток силовых контактов, А;
jЛ – линейная плотность тока, jЛ = 1 8 - 22 А/мм. Примем jЛ = 21 А/мм.
b= 500 /21 = 23,8 мм Принимаем b = 24 мм.
2.
2. Расчет контактного нажатия Fк
Для того чтобы рассчитать Fк нужно найти тепловую постоянную контакта АК, которая может быть выражена произведением плотности тока по нажатию jH и линейной плотностью тока jЛ. Она оценивает мощность потерь, которые контакты аппарата могут рассеивать в продолжительном режиме работы. Величина jн нормируется для различных коммутирующих аппаратов, применяемых на электроподвижном составе /I, с.39/.
Ак=jл*jн, (2.2) где jн - плотность нажатия, jН = 6,1 - 6,5 А/Н, примем jН= 6,1 А/Н.
Fкм = Iдл2/(Ак* b) (2.3)
где FК – сила нажатия контактов, Н;
м – показатель, величина которого зависит от геометрической формы рабочих поверхностей контактов и принимает значения м=1 для поверхностных (плоскостных) контактов, м=0,7...0,8 для линейных и м = 0,5 для точечных.
Ак = 21*6.1 = 128,1 А2/(Н*мм)
FК = (5002) /(128.1 * 24) = 81,32 Н
2.
3. Расчет электрического сопротивления контактов rК
Величина электрического сопротивления контакта гК определяется силой нажатия контактов FК и зависит также от материала контакт - деталей. Из теории электроаппаратостроения известна следующая формула для определения величины rК:
rк = pк / Fкм (2.4)
где pк – коэффициент контактного сопротивления, зависящий от материала контактной пары. Выбираем значение рк по /1, с. ЗЗ/ для пары медь - медь луженая, рК=(1,0-1,8) *10 - 3 Ом*Н. Примем рК= 0,0015 Ом*Н;
м – показатель степени, определяющий зависимость контактного сопротивления от силы FК.
гК = 0,0015/81,32 = 0,0000184
2.
4. Расчет токов IР и IПЛ и проверка их по условиям термической устойчивости
Рассчитанное значение FК следует проверить на обеспечение надежной работы контакта при токовых перегрузках. Для этого определяют ток через контакты IP, при котором происходит размягчение материала, начинается структурное изменение поверхностного слоя контакт - деталей, а также ток плавления материала контактов IПЛ:
IР= (0,7* ∆UР) / rK (2.5) где ∆UP - падение напряжения, при котором достигается температура размягчения материала, ∆UP =0,12 В;
IПЛ = (0,9*∆UПЛ) / rK (2.6)
где ∆UПЛ – падение напряжения, при котором достигается температура плавления, ∆UПЛ =0,43 В;
Данные по ∆UР, ∆UПЛ и соответствующим температурам взяты из /1, с.44/.
IР = (0,7 * 0,12) / 0,0000184 = 4565,21 А
Iпл = (0,9 *0,43) / 0,0000184 = 21032,6 А
При рабочих перегрузках ток через контактную пару может достигать 2*IДЛ, а при аварийных перегрузках – 10*IДЛ. В соответствии с этим должны выполняться условия температурной устойчивости:
IP>=2*Iдл,(2.7) 4565,21 А >= 1000 А
Iпл >=10* Iдл,(2.8) 21032,6 А >= 5000 А
Таким образом, условия температурной устойчивости выполняются.
2.
5. Расчет электрической мощности, рассеиваемой на контактах при протекании тока, равного IДЛ
Работоспособность контактных соединений в сильноточных электрических цепях определяется, прежде всего, тепловыми процессами в них. Решающее значение при этом имеет соотношение между мощностью электрических потерь на контактном сопротивлении в функционирующей контактной паре и мощностью тепло рассеяния в окружающее пространство.
Уравнение баланса электрической и тепловой мощности, выделяемой и рассеиваемой в установившемся режиме, имеет вид:
 (2.9)
где PДЛ – длительная мощность в установившемся режиме;
IДЛ – ток нагрузки контактного соединения;
г K – электрическое переходное сопротивление контакта;
α – коэффициент теплорассеяния контактной пары;
S – площадь поверхности теплорассеяния;
τK - превышение температуры контактов над температурой окружающего воздуха.
В реальных условиях эксплуатации некоторые из указанных физических величин нестабильны. Так, например, значение гK имеет тенденцию к повышению с течением времени с возрастанием температуры контактирующих деталей и более интенсивным окислением соприкасающихся поверхностей.
Кроме того, неодинаковы условия теплорассеяния с разных поверхностей контактов, что обусловливает непостоянство значений коэффициента α. Однако, в целях упрощения расчетов принимают значения сомножителей приведенного выше уравнения постоянными.
При определении площади теплорассеивающей поверхности S следует учитывать особенности расположения контактной пары в конструкции аппарата. Торцевые поверхности контакт - деталей воздухом почти не обдуваются, так как они расположены с небольшими монтажными зазорами между изоляционными пластинами либо стенками дугогасительной камеры, обладающим теплопроводностью.
Щель между контактными поверхностями в замкнутом состоянии контактора очень узка, и отвод тепла от этих поверхностей незначителен. Поэтому в расчетах обычно учитывают лишь площадь боковых поверхностей деталей, пропорциональную их ширине b, являющейся длиной контакта. В расчетах принимают S=k1*b, (2.10) где k1– коэффициент пропорциональности, зависящий от формы контакт - деталей.
Исходя из этих соображений, преобразуем уравнение баланса мощностей следующим образом:
 (2.11)
Далее делим обе части равенства на произведение pК*b: (2,12)
Конечная формула для расчета электрической мощности, рассеиваемой на контактах будет иметь вид:
 (2.13) , РДЛ = (5002) * 0,0000184 = 4,6 Вт
Целью расчета является определение основных параметров исполнительного органа пневмопривода, который срабатывает под воздействием распорядительного органа по сигналам электрической цепи управления, осуществляя рабочие перемещения подвижной системы. В качестве распорядительного органа обычно применяют электропневматические вентили включающего и выключающего типов.
Вывод расчетных соотношений базируется на кинематической схеме контактора /Рисунок 3.1. /. Определяющими состояние подвижной системы усилиями являются: FВ - сила давления сжатого воздуха, поступающего в цилиндр аппарата FП1 - сила отключающей пружины, размещенной в цилиндре, FТВ - сила трения поршня о внутренние стенки цилиндра, FК - сила реакции в точке касания силовых контактов, равная силе нажатия контактов, FП2 - сила притирающей пружины, G - вес подвижных частей контактора, приложенный в центр тяжести системы. Рассматриваем кинематическую схему контактора в статическом положении, в замкнутом состоянии контактов, когда процесс их притирания завершен.
Рисунок 3.1. - Кинематическая схема электропневматического контактора В целях упрощения не учитываем влияния сил трения в шарнирах контактора в виду их незначительной величины. Исключаем из расчета силу сжатия притирающей пружины FП2, так как при окончательном замыкании контактов положение контактодержателя фиксируется упором, и сила FП2 становится внутренней силой рычага.
Величина силы FШ, передающейся в процессе перемещения штока поршня на подвижный рычаг, может быть определена как разность между силой давления воздуха FВ и противодействующими ей FП1 и FТВ:
 (3.1)
Из условия равновесия подвижной системы сумма моментов сил относительно общего шарнира должна быть равна нулю:
 (3.2)
Здесь lП,lЦ и lК - расстояния от шарнира до линии действия соответствующей силы.
Разделив обе части равенства на плечо силы FШ, равное lП, получим:
 (3.3)
Таким образом, осуществляется приведение сил и моментов к линии действия некоторой базовой силы, в данном случае FШ, совпадающей с осью пневматического цилиндра.
Произведения G*(lЦ / 1П) = G' и FК *(1К / 1П) = F 'K называются приведенными значениями веса и нажатия контактов, причем коэффициент приведения, на который должна умножаться величина приводимой силы, равен отношению ее плеча к плечу базовой силы.
Отсюда FШ-G'-F'К=0. (3.4)
Подставив в это равенство выражение для величины FШ получим FВ-FП1-FТВ-G' - F'К =0. (3.5)
Вес подвижных частей контактора G зависит от его габаритов, которые непосредственно связаны с рабочим током, а следовательно с контактным нажатием FК.
Сила отключающей пружины FП1в сжатом состоянии должна обеспечить быстрое, за время 0, 03...0, 06 с, отключение контактора. Кроме того при аварийных режимах, например, при протекании токов короткого замыкания, должно быть обеспечено размыкание взаимно приварившихся контакт деталей. Это условие является определяющим при расчете FП1. Для его реализации сила, разрывающая приварившиеся между собой контакты, должна как минимум вдвое превышать силу их нажатия при включенном контакторе F'К. Также должна быть преодолена сила трения покоя FТВO, превышающая примерно в 1,5 раза силу трения поршня о стенки цилиндра FТВ при движении. Однонаправленная с силой FП1сила тяжести G'способствует размыканию контактов. Следовательно, расчетное значение силы FП1может быть выражено равенством FП1=1,5*FТВ-G'+2* F'К(3.6)
FВ=FП1+FТВ+G'+ F'К=1,5*FТВ-G'+2* F'К + FТВ+ G'+ F'К - G'=3* F'К+2,5* FТВ (3.8)
FВ - 2,5*FТВ - 3* F'К =0.
Таким образом, далее на основе выражения для FВ приведенного выше, составляем квадратное уравнение относительно неизвестного dВ вида ах2 + bх + с = 0. Его решение с учетом ранее рассчитанного значения FК дает возможность определить диаметр поршня dВ, а затем силу давления воздуха как при минимальном, так и при номинальном давлении сжатого воздуха в магистрали. Для определения приведенной силы нажатия контактов F'К можно принять типичное для контакторов соотношение плеч 1К / 1П =1,2.
F'К=1,2* FК(3.9) F'К = 1,2* 81,32 = 97,584 Н
Сила трения поршня о стенки цилиндра FТВ линейно зависит от его диаметра dВ. Ее величину определяют по эмпирической формуле (3.10)
FТВ =5*(103) * dВ Если dВ выразить в м, то FТВ получится в Н.
Силу давления сжатого воздуха на поршень FВ рассчитывают по минимально допустимому рабочему давлению воздуха в пневматической цепи составляющему 75% от номинального давления используя соотношение
Pном=5 кгс/см2 = 5*105 Па.
FВ= Pмин*SВ= 0,75* Pном*(π* dВ2) /4 (3.11) где SВ и dВ - соответственно площадь и диаметр поршня воздушного цилиндра.
Подставляем в формулу 3.8 формулы 3.10 и 3.11, получаем квадратное уравнение:
0,75* Pном*(π* dВ2) /4-2,5* 5*(103) * dВ - 3* F'К =0
Таким образом получили коэффициенты: а = 294375; b = - 12500; с = - 292,752 Решив квадратное уравнение ах2 + bх + с, где в роли х выступает dВ и откинув отрицательный корень, получим: dВ= 0,059248 м FТВ =5*1 03 * 0,059248 = 296,24 Н
Вес подвижных частей контактора G зависит от его габаритов, которые непосредственно связаны с рабочим током, а следовательно с контактным нажатием FК Для расчета рекомендуется принять значение G'=0,1* FК(3.12) G'= 0,1*97,584= 9,758 Н
Расчетное значение силы FП1 может быть выражено равенством FП1=1,5* FТВ - G' + 2* F'К(3.13) FП1= 1,5 * 296,24 - 9,758 + 2 * 97,584 = 629,77Н
Контактный зазор hР однозначно определяется номинальным рабочим напряжением контактора UНОМ
hР = (10-5) * UНОМ (3.14)
Если UНОМ выражено в В, то hР получается в м.
hР = 10-5* 1500 = 0,015м.
Ход поршня в процессе включения контактора hX зависит от зазора контактов hр и величины провала hП Провал hП равен расстоянию, на которое перемещается подвижный контакт при устранении неподвижного в их замкнутом состоянии, и характеризует дополнительное перемещение рычажной системы контактора после первоначального касания контакт - деталей между собой.
Величина провала контактов hП может быть принята усредненной для электропневматических контакторов и равной 10-2.
Тогда с учетом принятого ранее соотношения между 1К и 1П ход поршня hх приближенно можно рассчитать по формуле hX =(hП + hр) /1,2. (3.15)
hX = (10-2 + 0,015) /1,2 = 0,0208 м.
Ж= FП1/2*h0(3.16)
Обычно значения h0 и hх близки между собой и могут быть приравнены в расчете.
Ж = 629,77/ 2* 0,0208= 15138,7 Н/м 3.8 Расчет начального натяжения отключающей пружины F'П1
В выключенном состоянии контактора отключающая пружина имеет начальное натяжение F'П1за счет ее сжатия при сборке аппарата на величину h 0.
Количественно F'П1=h0*Ж,(3.17) где Ж - жесткость пружины, определяемая усилием, требующимся для ее сжатия на единицу длины.
F'П1= 0, 0208 * 15138,7 = 314,884 Н
Максимальная величина силы FШ, создающей напряжение сжатия в материале штока, может быть установлена при условии р=1,5*рНОМ и начальном натяжении отключающей пружины F'П1
FШ = FВ - FП1 –FТВ,(3.18)
где FВ = 1,5* рНОМ *(π* dВ2) /4
FП1=1,5*FТВ-G'+2* F'К
FТВ =5*(103) * dВ
FВ = 1,5* 500000 *(π *0,0592482) /4 = 2066,625 Н
FШ = 2066,625 - 314,884 - 296,24 = 1455,501 Н
Рисунок 4.1. - Эскиз конструкции дугогасителыюй системы контактора
Катушка 2 имеет стальной сердечник 3, охваченный стальными полюсами (щетками) 5, которые непосредственно подводят поток к зоне дугогашения. Обычно в камере 6 закрепляют один из рогов (рог 7), обычно нижний, который электрически надежно соединяют с подвижным контактом 8. Дуга, возникшая между контактами 1 и 8, в дальнейшем под воздействием силы FД перебрасывается на рога 4 и 7 и растягивается на них под воздействием силы FД4.2. Расчет конечной длинны дуги отключения lДК
В настоящей работе предусматривается применение системы дугогашения электромагнитного типа с последовательным включением дугогасителыюй катушки в коммутируемую электрическую цепь и дугогасительной камеры щелевой конструкции.
В процессе гашения дуга отключения растягивается до конечной длины lдк, величина которой может быть ориентировочно определена по эмпирической формуле:
 (4.1)
где UНОМ - номинальное напряжение аппарата, значение которого выбирают из таблицы исходных данных;
Iр - расчетная величина разрываемого тока, принимаемая равной 2*IДЛ
lДК=13*10-5*1500*11001/3=2.008 м 4.3. Расчет площади полюса магнитной системы SП
При применении щелевой камеры разрыв максимального тока сопровождается выходом дуги за пределы камеры на 0,1...0,2 м. С учетом этого требуемая для размещения дуги площадь боковой поверхности камеры при типичном для контакторов соотношении ее сторон 1: 2 определяют как
 (4.2)
где кип - коэффициент использования пространства, который зависит от типа дугогасительной камеры; для щелевой камеры принимают кип=0,8.
SК = (0, 04* 2,0082) / 0.8 = 0, 201 м2
Площадь полюса SП обеспечивающего направление и усиление действующего магнитного потока, составляет приблизительно 0,6*SК.
SП = 0,6 * 0, 201 = 0,120 м2.
4.
2. Расчет расстояния между полюсами (воздушного зазора) lВ
Величина воздушного зазора lВ в магнитной системе камеры равна расстоянию между полюсами и зависит от ранее рассчитанной ширины контакта b, а также от величины монтажного зазора между стенкой камеры и контактом b3, и от толщины стенки bс.
lB=(b+2bc+2b3) 10-3
Примем для расчета bс=10 мм, bз = 2 мм.
lВ=(24 + 20 + 4) *10-3 = 0,048 м Типичная конфигурация магнитной системы показана на рисунке 4.1.
4.3. Расчет магнитного потока в зоне полюсов ФП
Параметры дугогасительной катушки определяют по заданной средней магнитной индукции ВС в зоне полюсов, величина которой влияет на электромагнитную силу, воздействующую на дугу отключения. Уменьшение ее снижает эффективность дугогашения, повышает время горения дуги, а увеличение приводит к росту коммутационных перенапряжений. Опыт конструирования и эксплуатации показал, что величина ВС = (0,01...0,02) Тл обеспечивает приемлемое время гашения дуги в пределах 0,05...0,1с и сравнительно невысокие перенапряжения на расходящихся контактах аппарата. Примем ВС=0.01 Тл, что характерно для аппаратов оперативной коммутации.
Величина магнитного потока в зоне полюсов ФП = ВС * SП= 0,6 * SК * ВС, а в сердечнике катушки ФK = ФП * δ
ФП = 0,6 * 0, 201 * 0,01 = 0,00120 Вб
Примем δ = 4, ФК = 0,00120 * 4 = 0,0048 Вб Коэффициент магнитного рассеяния δ зависит от формы магнитопровода /рисунок 4.2/.
Рисунок 4.2. - Различные формы магнитопровода:
а) тороидная б) П-образная.
При расчетной индукции ВС магнитное сопротивление стали магнитопровода пренебрежимо мало по сравнению с магнитным сопротивлением зазора между полюсами, что позволяет считать магнитное сопротивление в цепи сосредоточенным на воздушном зазоре. Тогда
где μ0 – магнитная проницаемость воздуха, равная 4π * 10-7 Гн/м,
(АW) К - намагничивающая сила дугогасительной катушки, А,
Н - напряженность магнитного поля, А/м.
Отсюда выражаем (АW) К
(AW) K=(BClВδ) /μ0
(АW) K =(0,01 * 0,048 *4) /(1,26*10-6) = 1523,809 А
4.
4. Расчет количества витков в дугогасительной катушки WК
По рассчитанному значению (АW) К определяют количество витков дугогасительной катушки:
Здесь коэффициентом 0,5 учитываем, что индукция ВC должна обеспечиваться при среднем значении разрываемого тока в цепи, изменяющегося в процессе дугогашения от IДЛ до 0.
Полученное значение WК округляют до ближайшего большего целого числа.
Таким образом
WК= 1523,809 / (0,5 * 550) =5,541.
Принимаем WК = 6 витков.
4.5. Выбор высоты hм и толщины bш шины катушки
Дугогасительную кадушку изготавливают из медной шины, намотанной на узкое ребро. Поперечное сечение шины выбирают по допустимой плотности тока jШ зависящей от толщины применяемой шины. Чем толще шина, тем хуже условия ее охлаждения и тем меньше jШ. Так, например, при толще шины bШ = 1 мм принимают jШ = 9 А/мм2, а при bШ = 8 мм снижают допустимую плотность до jШ = 3,6 А/мм2. Средним значением для шин толщиной 2...4 мм является jШ = 6 А/мм2, что и принимаем для настоящего расчета. Минимальное поперечное сечение шины SШМ определяют по jШ и IДЛ:
 (46)
SШМ = 550/6 = 91,666 мм Затем выбирают стандартную шину, у которой величина поперечного сечения SШ наиболее близка к SШМ и SШ >= SШМ.
Фактическое поперечное сечение шипы SШ = hШ*bШ
где hШ - высота шины, которая выбирается из значений стандартного ряда: 16, 20,25,30,35,40,45,50мм; bШ - толщина шины, выбирается из значений стандартного ряда: 2, 2.5, 3, 4 мм. Выбираем hШ = 25 мм; bШ = 2,5 мм, при этих значениях SШ= 62,5 мм2
4.
6. Выбор длинны LР и площади поперечного сечения SР дугогасительных рогов
Существенная роль в повышении эффективности дугогашения принадлежит дугогасительным рогам, которые выполняют расходящимися в зоне контактов. По рабочей поверхности рогов перемещаются опорные точки дуги отключения при ее удлинении, что способствует рассеянию части энергии, выделяемой дугой.
Развернутая длина LР дугогасительных рогов зависит от номинального напряжения аппарата, а площадь их поперечного сечения SР от номинального тока. Выбор значений LР и SР рекомендуется сделать, воспользовавшись графиками зависимостей LР (UНОМ) и SР (IНОМ) на рисунке 4.3.
Рисунок 4.3. - Графики зависимостей: а) LР (UНОМ) б) SР (IНОМ)
Примем LР = 30 мм, а SР = 2,5 мм2.
4.
7. Расчет площади поперечного сечения сердечника дугогасительной катушки SС
Площадь поперечного сечения сердечника дугогасительной катушки SС должна быть достаточна для предотвращения состояния насыщения стали, чтобы сохранить линейную зависимость между магнитным потоком и создающим его током в широком диапазоне токовых нагрузок, вплоть до IР = 2 * IДЛ. Тогда расчетное значение магнитного потока ФКР составит (4.7)
2ФК = 2ФП * δ
Индукция насыщения стали ВH составляет ориентировочно ВH =0.2 Т л Отсюда значение SС
SC=ФКР / ВН=(2Фп*δ) / ВН (4,8)
SС = 2*0,00120*4 / 0.2 = 0,048 мм2
1. Чернов Р.В. Электрическое оборудование электроподвижного состава: Методические указания и задание на курсовую работу. - Екатеринбург УрГУПС, 2002. - 14с.
2. Тихменев Б.Н., Трахтман Л.М. Подвижной состав электрических железных дорог. Теория работы электрооборудования. Электрические схемы и аппараты: Учебник для студентов втузов. - 4-е изд. - М. Транспорт, 1980. - 472с.
3. Захарченко Д.Д. Тяговые электрические аппараты: Учебник для студентов втузов. - М.: Транспорт, 1991. - 248 с.
|