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

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

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 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 диаметра статора D и расчетной длины l_δ. Задача эта не имеет однозначного решения, так как при выборе главных размеров приходится учитывать ряд требований. Поэтому для нахождения оптимальных значений D и l_δ 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.

Рис. 1. Зависимость D=f(S’) при различных числах полюсов:

а - при S’>100 кВА; б - при S’≤100 кВА

Расчетную электромагнитную мощность генератора определяют по формуле:

(1)

Коэффициент к_Е 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 к_Е≈1,05…1,06; для генераторов, работающих с отстающим током и сosφ=0,8, принимают к_Е≈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 U_ном=6000 В. При U_ном=380 В КПД двигателей увеличивается на 0,3…1%, а при U_ном=10000 В снижается на 0,05…0,2%. Коэффициенты полезного действия выпускаемых в настоящее время синхронных генераторов при сosφ=0,8 и U_ном=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 U_ном=6000 В.

Таблица 2. Значения КПД синхронных генераторов, %, при сosφ=0,8 и U_ном=400 В.

Таблица 3. Значения КПД синхронных генераторов, %, при сosφ=0,8, U_ном=230 и 400 В и n_ном=1500 об/мин.

По найденному диаметру определяют полюсное деление:

(2)

где р=60∙f/n_ном.

Предварительное значение внешнего диаметра статора D_a находят по формуле:

(3)

Коэффициент К_D в зависимости от числа полюсов машины имеет значения, приведенные в табл. 4.

Таблица 4. Значения К_D в зависимости от числа полюсов.

Полученное значение D_a 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 D_a зависит высота оси вращения h у проектируемой машины. Высоты осей вращения в зависимости от D_a для выпускаемых в настоящее время синхронных машин даны в табл. 5. Машины, выполненные на диаметрах D_a от 1180 мм и выше, имеют высоту оси вращения h=630 мм, что достигается соответствующей приваркой лап к станине (см. рис. 2).

Рис. 2

Если в результате округления отношение D_a/D будет выходить за пределы значений коэффициента К_D, то следует произвести перерасчет внутреннего диаметра D и полюсного деления τ:

D=D_a/К_D; τ=π∙D/(2∙р). (4)

В этом случае для К_D можно взять среднее значение при данном числе полюсов.

По полученному диаметру D находят расчетную длину машины, м:

(5)

где а_δ - расчетный коэффициент полюсного перекрытия (см. рис. 3); к_В - коэффициент формы поля (см. рис. 3); к_об1 - обмоточный коэффициент обмотки статора; А - линейная нагрузка статора, А/м; В_δном - максимальное значение индукции в воздушном зазоре при номинальной нагрузке, Тл; D - внутренний диаметр статора, м.

Рис. 3. α_S=f(α) и К_В=f(α) для синхронных машин:

а - при S_m/δ=1; б - S_m/δ=1,5

Как а_δ, так и к_В 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 а_δ=0,65…0,68, к_В=1,16…1,41, а их произведение а_δ∙к_В=0,75…0,78 (эти значения соответствуют а=0,68…0,72, δ_m/δ=1,5 и δ/τ=0,01). При равномерном воздушном зазоре над полюсным наконечником в машинах небольшой мощности (менее 100 кВт) δ_m/δ=1, и можно принять а_δ∙к_В=0,84…0,87.

Обмоточный коэффициент к_об1 определяют по шагу обмотки статора и числу пазов на полюс и фазу. Предварительно к_об1 можно взять равным 0,92, что примерно соответствует шагу обмотки y=0,83.

Линейную нагрузку А и индукцию В_δном 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 В_δном 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 В_δном и линейной нагрузки А для машин мощностью менее 100 кВт выбирают по рис. 5.

Рис. 4. Зависимость В_δном и А от τ для синхронных машин мощностью более 100 кВт

Рис. 5. Зависимость В_δном и А от τ для синхронных машин мощностью менее 100 кВт

Найденные из рис. 4 или рис. 5 значения А и В_δном 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 В_δном изменяется активный объем D²∙l_δ проектируемой машины. Чем больше произведение А∙В_δном, тем меньший объем будет иметь машина. Однако как А, так и В_δном 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 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 В_δном 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/В_δном зависят индуктивные сопротивления обмотки. С увеличением этого отношения индуктивные сопротивления возрастают.

Определив расчетную длину машины l_δ, находим отношение:

λ= l_δ/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 D_a. При изменении диаметра D в соответствии с (5) изменится и l_δ.

Рис. 6. Значения λ= l_δ/τ в зависимости от числа пар полюсов

У машин небольшой мощности при l_δ 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).

Рис. 7. Размеры активной стали статора

Обычно длину пакетов l_пак выбирают равной 4-5 см, а ширину канала b_к=1 см. При наличии вентиляционных каналов истинная длина статора будет больше расчетной и может быть рассчитана по формуле:

l₁≈(1,05…1,08)l_δ. (7)

Длину всех пакетов чаще всего принимают одинаковой. Число вентиляционных в этом случае будет равно:

n_к=(l₁-l_пак)/(l_пак+b_к), (8)

причем n_к округляют до целого числа.

Определив число каналов, уточняют длину пакета:

l_пак=(l₁-n_к∙b_к)/(n_к+1). (9)

Суммарная длина пакетов сердечника:

l_ст1=l_пак(n_к+1). (10)

В некоторых случаях, главным образом для машин, имеющих большую длину, крайние пакеты изготавливают более длинными, чем средние.

2. Расчет магнитной цепи

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 F_f0, 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(F_f0), 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∙к_В∙f∙w₁∙к_об1), (11)

где w₁ и к_об1 - число витков и обмоточный коэффициент фазы статора; f - частота, Гц; к_В - коэффициент формы поля, представляющий собой отношение действующего значения индукции к ее среднему значению.

При синусоидальном распределении магнитного потока в зазоре машины коэффициент формы поля к_В=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 к_В в этом случае можно воспользоваться кривыми рис. 3.

По найденному потоку определяют максимальное значение индукции в воздушном зазоре машины, Тл:

В_δ=Ф/(α_δ∙τ∙l_δ), (12)

где α_δ - расчетный коэффициент полюсного перекрытия, равный отношению расчетной длины полюсной дуги b_δ к полюсному делению τ. Этот коэффициент определяют по рис. 3 в зависимости от α и δ/τ; l_δ - полюсное деление и расчетная длина, м.

Расчетную длину магнитопровода (уточненное значение) определяют по формуле:

(13)

где

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,

(14)

где B_δ - в Тл; δ - в м и μ₀=1,256∙10^-6 Гн/м.

Коэффициент воздушного зазора k_δ 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 k_δ1 и ротора k_δ2:

(15)

Коэффициент k_δ1 и k_δ2 определяют по эмпирическим формулам:

(16)

где t_Z1 и t_Z2 - зубцовые шаги статора и ротора; b_п1 и b_s - ширина паза статора и прорези паза ротора; при полузакрытых пазах на статоре b_п1 - ширина прорези паза; δ^’ - среднее значение зазора принимают равным:

(17)

2.1.2 Магнитное напряжение зубцов статора

Магнитное напряжение зубцов статора, А,

(18)

Для упрощения расчета магнитного напряжения зубцов, имеющих трапециевидную форму, напряженность магнитного поля H_Z1 находят по значению индукции B_Z1 для одного сечения, расположенного от коронки на 1/3 высоты паза h_п1:

(19)

Ширина зубца на высоте 1/3 h_п1 от его коронки:

(20)

где

Высоту паза h_п1 и другие линейные размеры в формулы (18) и (20) подставляют в метрах, В_δ - в теслах и Н_Z1 - в амперах на метр; суммарная длина пакетов сердечника l_ст определяют по формуле:

(21)

Для машин небольшой мощности, имеющих полузакрытые пазы, зубец по большей части своей высоты имеет прямоугольную форму, и в этом случае В_Z1 и Н_Z1 определяют для сечения, расположенного на 1/2 высоты h_п1.

При нахождении H_Z1, соответствующего полученному значению индукции, используют кривые намагничивания стали, из которой выполнена 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 В_Z1≤1,8 Тл для горячекатаной стали и В_Z1≤1,9 Тл для холоднокатаной стали H_Z1 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 H_Z1 в этом случае для выбранной марки стали определяют по индукции В_Z1 с помощью кривых [5, приложение 2], построенных для различных отношений площади воздушных частей к площади зубцов в данном сечении:

(22)

2.1.3 Магнитное напряжение для спинки статора

Магнитное напряжение для спинки статора, А,

(23)

где L_a - длина магнитной линии в спинке статора, м:

(24)

ξ - коэффициент, выбираемый по рис. 8 и учитывающий неравномерное распределение индукции по поперечному сечению спинки статора; H_а - напряженность магнитного поля в спинке статора, А/м.

Напряженность Н_а определяют в соответствии с индукцией В_а по той же кривой намагничивания, что и для зубцов статора:

(25)

Рис. 8. Зависимость коэффициента ξ от индукции в ярме

2.1.4 Магнитное напряжение зубцов ротора

Магнитное напряжение зубцов ротора, А,

(26)

Высота зубца ротора, м (см. рис. 9),

(27)

Напряженность магнитного поля зубцов определяют из кривой намагничивания стали ротора по индукции в зубце В_Z2. Для роторов крупных синхронных машин для полюсов применяют сталь Ст. 3.

Рис. 9. Демферная (пусковая) обмотка:

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 В_Z2, Тл, и соответствующую ей напряженность магнитного поля Н_Z2 определяют для одного сечения зубца ротора, расположенного от коронки зубца на расстоянии 1/3h_Z2:

(28)

где ширина зубца, м,

(29)

При В_Z2>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,

(30)

где - расчетная длина силовой линии в полюсе, м; Н_m - напряженность поля у основания полюса, А/м.

Напряженность поля Н_m определяют из кривой намагничивания по индукции в основании полюса В_m.

При определении индукции В_m следует, исходя из найденных размеров полюса (см. рис. 10), произвести уточнение потока рассеяния Ф_σ. Поток рассеяния Ф_σ можно подразделить на три составляющие (рис. 11):

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 Ф_σ, Вб, можно найти по следующему выражению:

(31)

где - расчетная длина сердечника полюса, м; - удельная магнитная проводимость для потока рассеяния на одну сторону полюса.

Рис. 10. Размеры ротора синхронной явнополюсной машины

Рис. 11. К расчету потоков рассеяния полюсов

Удельная проводимость рассеяния между внутренними поверхностями сердечников полюсов:

(32)

Удельная проводимость рассеяния между внутренними поверхностями полюсных наконечников:

(33)

Удельная проводимость рассеяния между торцевыми поверхностями:

(34)

Здесь принято <0,025 первым членом в (33) пренебрегают.

Индукция, Тл,

(35)

Если индукция В_m 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 Ф_m=Ф+Ф_σ, у полюсного наконечника и в среднем сечении Деля эти потоки на площадь поперечного сечения полюса, определяют индукции, а затем и магнитные напряженности

Расчетное значение напряженности полюса определяют по приближенной формуле:

(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 В_m, А:

(37)

2.1.7 Магнитное напряжение в остове или ободе ротора

Магнитное напряжение в остове или ободе ротора, А,

(38)

где - длина магнитной линии в остове, м; Н_j - напряженность магнитного поля, А/м, определяемая по кривой намагничивания, исходя из индукции В_j.

Индукция в остове или ободе магнитного колеса, Тл, с некоторым приближением может быть определена так:

(39)

При нешихтованном ободе k_cp=1.

Обычно в средних и крупных машинах магнитное напряжение F_j 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)

Проделав подобный расчет для ряда значений ЭДС, получают характеристику холостого хода Е=f(F_f0). Для расчетов можно задаваться следующими значениями ЭДС: 0,5; 1,1; 1,2 и 1,3∙U_ном.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 U_ном.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 1,33 1,44 1,46 1,51

F_f0*…………….0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5

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:

Здесь принято Ф_б - базовое значение потока, равное потоку при номинальном фазном напряжении;

F_fб - 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

Для оценки насыщения машины удобно построить зависимость (рис. 14). Указанные графики строятся по данным расчета магнитной цепи машины.

Рис. 14. Зависимость Е от отношения F_δZa/F_δ

Диаграмма при заданных номинальных значениях тока (I_ном.ф*=1), напряжения (U_ном.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: -для генератора, в результате чего находят ЭДС Е_δ*, которая индуктируется в обмотке якоря при нагрузке. При I_*=1 векторы падения напряжения численно равны r_1* и х_σ*. В крупных машинах падение напряжения в активном сопротивлении r_1* относительно мало и им можно пренебречь.

3. По Е_δ* из зависимости Е_*=f(F_δZa/F_δ) определяют отношение F_δZa/F_δ, по которому из рис. 15 находят коэффициенты k_q, k_d и k.

4. Определяют значение результирующей ЭДС по продольной оси Е_rd и угол ψ. Для этой цели находят МДС (в относительных единицах):

где

Отложив F_aq*, по оси абсцисс характеристики Е_*=f(F_δZa*), на оси ординат получают ЭДС, равную Е_aq*/cosψ (см. рис. 13). Добавляя эту ЭДС к вектору , получают точку Д (см. рис. 12), через которую пройдет линия, совпадающая с направлением ЭДС Е_rd*. Угол между током и этой линией является углом ψ.

Рис. 15. Зависимость коэффициентов k_d, k_q и k от F_δZa/F_δ

5. Опустив перпендикуляр из конца вектора на линию 0Д, находят ЭДС Е_rd*=Ф_rd*. Из характеристики Е_*=f(F_δZa*) по Е_rd определяют МДС F_rd* (см. рис. 13).

6. Определяют МДС продольной реакции якоря:

(k - см. рис. 15).

7. По сумме по характеристике Ф_σ*=f(F_δZa*) определяют поток рассеяния полюса Ф_σ*.

8. По потоку полюса из характеристики Ф_m*=f(F_mj*) определяют сумму магнитных напряжений ротора F_mj*.

9. Находят МДС обмотки возбуждения при нагрузке в относительных единицах:

F_fном=

и в физических единицах (амперах):

F_fном=F_fном*∙F_fб.

Из характеристики холостого хода Е_*=f(F_f0*) по F_fном* определяют ЭДС Е_0н*, наводимую в обмотке статора при холостом ходе, а затем находят изменение напряжения на выводах машины (для генератора):

∆U_*=Е_0н*-1.

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 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.

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.

Приложение 1. Схема магнитной цепи синхронной машины.

Приложение 2. Характеристики синхронного генератора СГ 2-85/45-12УХЛ4

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. 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

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

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, %

4

Число диапазонов (до 3-х - диапазоны кратны 10, свыше 3-х - кратны 10^0,5)

5

Нижняя граница диапазона частот усилителя, Гц

1500

Верхняя граница диапазона частот усилителя, Гц

8000

Погрешность коэффициента усиления в полосе рабочих частот, не более, %

3

Дополнительны фазовый сдвиг в полосе рабочих частот, не более, град

90

Приведенный температурный дрейф нуля, не более, мкВ/град

10

Минимальное сопротивление нагрузки, кОм

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.

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 Блок

50 Гц питания

Рис. 1

3. Проектирование входной части

При проектировании входной части необходимо учесть, что разрабатываемое устройство должно иметь большое входное сопротивление имеющее конкретное значение R_ВХ=25 кОм и погрешность изменения входного сопротивления не более ∆R_ВХ=4%. Возьмем коэффициент усиления равный 2.

Входной каскад выполняем на основе операционного усилителя, включенного по не инвертирующей схеме.

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.

U_{ВХ MIN}=15 мкВ; U_{ВХ MAX}=200 мВ;

I_ВХ=U_ВХ/R_ВХ; I_ВХ=500·10^-6В/25·10³Ом=20·10^-9А=20 нА.

Параметры К140УД26А: I_ВХ=40 нА; ∆I_ВХ=40 нА; К_У.И.=10⁶; ∆U_СМ=±30 мкВ; R_ВХ.ДИФ.=1,4·10⁸ Ом; ∆U_СМ=0,6 мкВ/град; I_ПОТ=4,7 мА; R_Н=2 кОм; U_{ВЫХ 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: К_У.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:

К_u(f_н)=1·10⁴;

К_u(f_в)=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 К_u=2, К_u=(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:

К_н=К_u(f_н)/(1+К_u(f_н)·γ)=1,9996,

К_в=К_u(f_в)/(1+К_u(f_в)·γ)=1,9993.

Вычислим коэффициент частотных искажений для входного каскада:

М_вх=|K_н|/|K_в|=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.

3. 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.

1. Расчет ФВЧ

В качестве фильтра высоких частот используем пассивный RC-фильтр первого порядка, изображенный на рисунке 3.

Рис. 3

Рабочая зона фильтра ВЧ находится в диапазоне от f_н=1500 Гц до f_н=∞ кГц. Рассчитаем значения параметров данного фильтра, при этом произвольно выбираем значение номинала резистора:

R5=250 Ом;

С1=1/(2·π·f_н·R5)=0,42 мкФ.

Из номинального ряда Е192 выбираем С1=0,422 мкФ, получаем нижнюю граничную частоту:

f_н=1/(2·π·R5·С1)=1509,34 Гц.

2. Расчет ФНЧ

В качестве фильтра низких частот используем пассивный RС-фильтр первого порядка, изображенный на рисунке 4.

Рис. 4

Рабочая зона фильтра НЧ простирается от f_н=0 Гц до f_н=8 кГц. Рассчитаем значения параметров данного фильтра, при этом произвольно выбираем значение номинала резистора:

R6=250 Ом;

С2=1/(2·π·f_в·R6)=79,62 нФ.

Из номинального ряда Е192 выбираем С2=79,6 нФ, получаем верхнюю граничную частоту:

f_в=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:

φ(f)=аrctg

При частоте f_н=1500 Гц фазовый сдвиг равен φ=30⁰,

при частоте f_в=8000 Гц фазовый сдвиг равен φ=13,1⁰.

3. Расчет усилительного каскада

Расчет усилительного каскада будем проводить, исходя из коэффициента усиления по напряжению, который определим по формуле:

К_u=U_{ВЫХ. МАХ}/ U_{ВХ. МАХ}=500,

где U_{ВЫХ. МАХ}=100 В - максимальное выходное напряжение,

U_{ВХ. МАХ}=200 мВ - максимальное входное напряжение.

К=К_ВХ·К_ПР·К_ВЫХ,

где К_ВХ - коэффициент усиления по напряжению входной части;

К_ПР - коэффициент усиления по напряжению промежуточной части;

К_ВЫХ - коэффициент усиления по напряжению выходной части;

К - коэффициент усиления по напряжению всего устройства.

Исходя из рассчитанного коэффициента усиления по напряжению для промежуточной части К_ПР=250, усилительный каскад представляет из себя последовательное соединение трех не инвертирующих усилителей, один из которых изображен на рисунке 5.

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:

К_н=К_u(f_н)/(1+К_u(f_н)·γ)=1,9996,

К_в=К_u(f_в)/(1+К_u(f_в)·γ)=1,9993.

Вычислим коэффициент частотных искажений для двух каскадов промежуточной части с К=2:

М₂=|К_н/К_в|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:

К_н=К_u(f_н)/(1+К_u(f_н)·γ)=3,9984,

К_в=К_u(f_в)/(1+К_u(f_в)·γ)=3,9973.

Вычислим коэффициент частотных искажений для каскадов промежуточной части с К=5:

М₅=|К_н/К_в|³=1,0008

Коэффициент частотных искажений всей промежуточной части равен:

М_пр=М₂∙М₅=1,0011.

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 U_{ВЫХ.МАХ}=12 В, минимальное сопротивление нагрузки R_Н.МIN=20 кОм, а максимальный выходной ток равен:

I_{ВЫХ.МАХ}=U_{ВЫХ.МАХ}/R_Н.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: I_ВХ=500 нА; I_ВЫХ=0,3 А; К_у.u.=5∙10⁴; ∆U_СМ=50 мкВ/⁰С; I_ПОТ=9 мА; U_{ВЫХ.МАХ}=12 В; U_ПИТ=±15 В; R_Н.MIN=200 Ом.

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:

К_u(f_н)=1·10³;

К_u(f_в)=5·10².

Коэффициент усиления на граничных частотах определяется выражениями:

К_н=К_u(f_н)/(1+К_u(f_н)·γ)=0,999,

К_в=К_u(f_в)/(1+К_u(f_в)·γ)=0,998.

Вычислим коэффициент частотных искажений для выходного каскада:

М_ВЫХ=|К_н/К_в|=1,001.

Таким образом, коэффициент частотных искажений всего усилителя равен:

М=М_вх∙М_пр∙М_вых=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.

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 микросхемы

Количество, шт

Напряжение, В

Ток, А

Мощность, Вт

К140УД26А

6

15

0,0077

0,1155

К157УД1

1

15

0,059

0,885

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

Номинальная мощность, В*А

Напряжение выводов обмотки, В

Ток

вторичной

обмотки, А

11-12

13-14

15-16

17-18

19-20

21-22

ТПП247-127/220-50

14,5

10

20

2,58

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).

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 К_у.u.=500.

Для получения необходимого I_вых и U_вых (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.

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.

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.

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

СОДЕРЖАНИЕ

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

Приложение 2

Спецификация

Список литературы

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;

L_h = 12000 ч.

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.

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]

1.2 Определяем потребляемую мощность электродвигателя по формуле

где [1]

- КПД редуктора;

[1]

- КПД зубчатой передачи;

- КПД пары подшипников качения;

- КПД муфты.

Принимаем ориентировочные значения (табл. 6.1 [1])

;

Принимаем

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:

(1.2 [1])

1.4 По величине потребляемой мощности 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

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

б_В = 890 МПа б_В = 780 МПа

б_Т = 650 МПа б_Т = 540 МПа

Н_НВ = 269…302 (принимаем 285) Н_НВ = 235…262 (принимаем 248)

HB_ср = 0,5 (HB_min+HB_max)

3.2 Определяем допускаемые контакты напряжения для зубьев шестерни и колеса в прямозубой цилиндрической передаче:

(2.1 [1])

 - предел выносливости контактной поверхности зубьев, соответствующий базовому числу циклов переменных напряжений, находим по табл. 5.1 [1]

- для шестерни

- для колеса

- коэффициент долговечности. Для передач при длительной работе с постоянными режимами напряжения; .

- коэффициент безопасности. Для зубчатых колес с однородной структурой материала;

В прямозубой цилиндрической передаче за расчетное допустимое контактное напряжение принимаем меньшее из значений.

В данном случае:

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].

(8.13 [2])

Приведенный модуль упругости: Е_пр = 2,1*10⁵ МПа.

Коэффициент ширины колеса относительно межосевого расстояния (табл. 8.4 [2]);  = 0,4.

Коэффициент концентрации нагрузи при расчетах по контактным напряжениям . Рис. 8.15 [2]

Чтобы определить значение необходимо найти:

Коэффициент относительной ширины зубчатого венца относительно диаметра

(8.12 [2])

Сравниваем:

(табл.8.4 [2])

По графику рисунка 8.15 [2] находим:

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: (8.15 [2])

где:

в_w - ширина зубчатого венца: (8.16 [2]), это значение соответствует стандартному ряду линейных размеров.

Коэффициент, учитывающий влияние ширины колеса,

Принимаем (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)

6.2 Число зубьев шестерни:

([1], стр.31)

Принимаем Z₁ = 25  ≥  Z_min = 17

6.3 Число зубьев колеса:

([1], стр.31)

7. Уточняем передаточное число

Определяем фактическое передаточное число по формуле:

Погрешность значения фактического передаточного числа от номинального значения:

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: d_а1 = d₁ + 2 x m = 37 + 2 x 1,5 = 40 мм

Колеса: d_а2 = d₂ + 2 x m = 123 + 2 x 1,5 = 126 мм

8.3 Определяем диаметры впадин

Для прямозубых цилиндрических передач:

Шестерня: d_f1 = d₁ – 2,5 x m = 37 – 2,5 x 1,5 = 33 мм

Колесо: d_f2 = 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 = в_w = 32 мм

в₂ = 1,1 х в_w = 35,2 мм

Принимаем 36 мм.

8.6 Проверяем величину межосевого расстояния

a_w = 0,5 (d₁ + d₂) = 0,5 (37 + 123) = 80 мм (8.1 [2])

Корригирования зубьев не требуется.

Сводная таблица параметров прямозубого цилиндрического зацепления без смещения

Параметры зацепления

Числовые значения

Модуль, m

1,5

Межосевое расстояние, а

80

Нормальный исходный контур, α

20

Высота зуба, h

3,4

Шестерня

Колесо

Геометрические параметры

Числовые значения

Геометрические параметры

Числовые значения

Число зубьев, z₁

25

Число зубьев, z₂

82

Ширина венца, в₁

32

Ширина венца, в₂

36

Делительный диаметр, d₁

37

Делительный диаметр, d₂

123

Диаметр вершин зубьев, d_a1

40

Диаметр вершин зубьев, d_a2

126

Диаметр впадин зубьев, d_f1

33

Диаметр впадин зубьев, d_f2

119

9. Проверка зубьев на выносливость
по контактными напряжениям

9.1 Определяем коэффициент расчетной нагрузки

К_н = К_нβ х К_нv ([2] стр.127)

Ранее было найдено: К_нβ =1,03

Для того, чтобы найти коэффициент динамической нагрузки по контактным напряжениям К_нv необходимо определить окружную скорость ведомого вала

Учитывая, что V₂ = 2,7 м/сек, по табл. 8.2 [2] назначаем 8^ую степень точности.

Далее по таблице 8.3 [2] находим К_нv = 1,11

К_н = 1,03 х 1,11 = 1,1433

9.2 Определяем расчетные контактные напряжения по формуле 8.10 [2]

, где

d_w^/ = d₁ = 37 мм α_w = α =20˚

в_w = 32 мм sin2α_w = 0,64

Крутящий момент на ведущем валу:

- КПД закрытой цилиндрической передачи

По рекомендации параграфа 8.1 [2] для восьмой степени точности:

10. Сопоставление расчетного и допускаемого напряжений

10.1 Сравниваем расчетное контактное напряжение с допускаемым контактный напряжением:

10.2 Определяем недогрузку передачи:

Условие выполнено.

11. Определение усилий в зацеплении

11.1 Окружную силу определяем по формуле:

(8.5 [2])

11.2 Радиальную и нормальную силу определяем по формулам:

12. Проверка зубьев на выносливость по напряжениям изгиба

12.1 Определяем допускаемые напряжения изгиба раздельно для шестерни и колеса по формуле:

, где

 - базовый предел выносливости зубьев по напряжению изгиба находим по табл. 5.23 [1]

- для шестерни

- для колеса

S_F – коэффициент безопасности

S_F = S_F^/ х S_F^//, где

S_F^/ - коэффициент, учитывающий нестабильность свойств материала зубчатого колеса и ответственность зубчатой передачи (табл. 5.2 [1])

S_F^/ = 1,75…2,2, принимаем S_F^/ = 1,975.

S_F^//- коэффициент учитывающий способ получения заготовки.

Для поковок и штамповок S_F^// = 1

Имеем:

S_F = 1,975 х 1 = 1,975.

К_FC – коэффициент, учитывающий влияние двустороннего приложения (реверсирования) нагрузки; К_FC = 1, для зубьев работающих одной стороной.

К_FL – коэффициент долговечности; К_FL = 1, для передач при длительной постоянной нагрузке.

- для шестерни

- для колеса

Проверку зубьев на выносливость по напряжениям изгиба проводим по колесу, т.к. у колеса меньше.

12.2 Определяем расчетное напряжение для колеса по формуле 8.19 [2]

, где

Y_FS – коэффициент формы зуба определяем по графику 8.20 [2]

При х = 0 (без смещения)

Y_FS2 = 3,74

К_F – коэффициент расчетной нагрузки определяем по формуле:

К_F = К_Fβ х К_FV  (стр.127, [2])

К_Fβ – коэффициент концентрации нагрузки при расчетах по напряжениям изгиба, находим по графику 8.15 [2], при этом , (пункт 4 «П.З.»).

К_Fβ = 1,08

К_FV – коэффициент динамической нагрузки, по таблице 8.3 [2]

К_FV = 1,26

Получим:

для колеса

13. Составление расчетных и допускаемых напряжений изгиба

13.1 Сравниваем расчетные напряжения изгиба с допускаемыми напряжениями изгиба

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 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:

принимаем диаметр выходного конца ведущего вала d = 17 мм.

14.1.2 Диаметр вала под подшипник

d_п = d + 2t = 17 + 2 х 3 = 23 мм

t =3 по табл.3.1

Принимаем d_п = 25 мм

14.1.3 Диаметр буртика под подшипник

d_бп = d_п +3r = 24 + 3 х 1,5= 28,5 мм

r = 1,5 по табл.3.1.

По ряду нормальных линейных размеров принимаем d_бп = 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):

14.2.2 Разрабатываем конструкцию вала и по эскизной компоновке оцениваем его размеры.

14.2.3 Диаметр выходного конца ведомого вала:

(промежуток для тихоходного вала)

Принимаем =21 мм

14.2.4 Диаметр вала под подшипник:

d_п2 = d_2вых + 2t = 21 + 2 х 3 = 27 мм

t = 3 (по табл.3.1, [3])

Принимаем d_п2 = 30 мм.

14.2.5 Диаметр буртика под подшипник

d_бп2 = d_п2 + 3r = 27 + 3 х 1,5 = 31,5 мм

r = 1,5 (по табл.3.1, [3])

Принимаем d_бп2 = 32 мм.

14.2.6 Диаметр вала под колесо:

d_k ≥ d_бп2 ≥ 32 мм

Принимаем d_k = 32мм

14.2.7 Диаметр буртика под колесо

d_бк = d_к + 3f = 32 + 3 х 1 = 35 мм

f = 1 (по табл.3.1 [3])

По ряду нормальных линейных размеров принимаем d_бк = 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:

l_cm = в_w = 32 мм

15.1.2 Определяем диаметр ступицы:

d_ст.к = (1,5…1,55) d_k = (1,5…1,55) х 32 = 48…49,6мм

По ряду нормальных линейных размеров принимаем d_ст.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 в_w > 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

α_ф = 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 d_к = 32 мм;

Длина ступицы колеса d_стк = 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

Допускаемое напряжение = 110 МПа

Условие прочности выполняется.

17. Расчет усилий в зацеплениях закрытой и открытой передач

17.1 Расчет усилий в зацеплении закрытой цилиндрической прямозубой передачи.

Окружное усилие:

(8.5 [2])

Радиальное усилие:

F_r2= F_t2 x tgα = F_t2 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

F_r2 х l₁ – R_ВY (l₁ + l₂) = 0

Из-за симметричного расположения принимаем l₁=l_2. По компоновочной схеме принимаем l=35 мм

Отсюда реакция опоры В в вертикальной плоскости

R_АY(l₁+l₂) - F_r2l₂ = 0

Проверка:

118,5 – 237 – 118,5 = 0

18.1.2 В горизонтальной плоскости:

F_t2I₁ – R_ВX (I₁ + I₂) = 0

-R_АX(l₁+l₂) + F_t2l₂  = 0

Проверка:

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:

18.2.2 Вертикальная плоскость:

Момент под колесом:

18.3 Построение эпюр изгибающих и крутящих моментов

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.

19. Подбор и расчет подшипников

Подбор и расчет подшипников ведомого вала ведем по наиболее нагруженной опоре В. Требуемый ресурс долговечности подшипников по заданию L_h = 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: C_r = 19,5 кН

Статическая грузоподъемность: С_о = 10 кН

19.2 Определяем эквивалентную радиальную нагрузку по формуле:

эквивалентная нагрузка

х =1; К_t = 1; К_б = 1;

Н

Отсюда Р = 346 Н

19.3 Находим эквивалентную долговечность:

, где (16.31 [2])

по табл. 8.12 [2] = 0,25

L_h = 12000 часов (задано)

Получим:

L_hE = 0,25 х 12000 = 3000 ч.

19.3.1 Определяем ресурс подшипника:

L_E = 60 х 10^-6 х n х L_hE = 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;

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, где

Р = Р_r = 346 Н

р = 3 (для шариковых подшипников)

L = L_E = 75,6 млн.об.

С_{(потребная)} = 346

Итак: С_{(потребная)} = 1463 Н < С_{(паспортная)} = 19500 Н

Условие выполняется

19.5 Проверяем подшипник на статическую грузоподъемность:

Эквивалентная статическая нагрузка

Р_о = Х_о х F_r + Y_о х F_t, где (16.33 [2])

Для шарикоподшипников:

Коэффициенты радиальной и осевой статических нагрузок: Х_о = 0,6 и Y_о = 0,5

С учетом возможной двух кратной перегрузки:

Р_о = 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:

= 750 МПа – предел прочности при растяжении;

= 450 МПа – предел текучести;

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:

(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

20.2.2 Запас сопротивления усталости по изгибу и по кручению:

(15.4 [2])

В этих формулах и – амплитуды переменных составляющих циклов напряжений, а и – постоянные составляющие.

Согласно принятому выше условию (рис.2 и рис.3) при расчете валов

(15.5 [2])

находим = 12100 / (0,1 х 32³) = 3,69 МПа

находим = = 0,5 х 40 х 10³ / (0,2 х 32³) = 3,05 МПа

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:

(15.7 [2])

= 0,4 х 750 = 300 МПа

= 0,2 х 750 = 150 МПа

По графику рис.15.5 [2] находим

Масштабный фактор К_d = 0,85

По графику рис.15.6 [2] находим

Фактор шероховатости поверхности К_f = 1,0

По таблице 15.1 [2] назначаем:

Коэффициент концентрации напряжений при изгибе К = 1,85

Коэффициент концентрации напряжений при кручении К = 1,4

Находим запас сопротивления усталости при совместном действии напряжений кручения и изгиба (15.3 [2])

Вывод: Запас прочности вала на сопротивление усталости обеспечен.

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:

, где (15.8 [2])

(15.9 [2])

При перегрузках напряжения удваиваются и для опасного сечения в опоре В:

Находим:

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.

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

Зазор между вращающимися деталями и корпусом редуктора

9

Толщина стенки корпуса редуктора

= 0,025а + 5

7

Толщина стенки крышки редуктора

= (0,8…0,85)

6

Толщина фланца корпуса редуктора

= (1,5…1,65)

11

Толщина фланца крышки редуктора

= (1,45…1,5)

10

Толщина фланца подошвы корпуса

= 2,5

18

Диаметр болтов по разъему корпусов и крышки

d

10

Ширина фланца

к

к ≈ 2,7d

27

Диаметр болтов по приливам

d₁

12

Диаметр фиксирующих штифтов

d₃

8

Диаметр фундаментальных болтов

d₂

16

Наружный диаметр бобышки

D₁

D₁ = D_{кр.подш.} + 4…5

96

Высота бобышки

h₁

конструктивно

Высота приливов

h₂

конструктивно

Расстояние между осями болтов

а^//

а^// = (1,1 – 1,2) d₁

14

Расстояние между осями болтов на фланцах

t

t = 10 – 12d

100

Толщина проушины

S

S = (1,5…2,0)

12

Диаметр отверстия в проушине

d_п

d_п = (1,5…2,0)

12

Радиус подъемных крючьев

R^/

R^/ = (2,0…2,5)

16

Ширина подъемных крючьев

n

n = (2,0…3,0)

18

Толщина ребер жесткости

S_I

S_I = (0,9…1)

7

Длина корпуса редуктора

L

L = d_a2+2a¹+2

158

Ширина корпуса редуктора

В

В = в₂+2a¹+2

68

Высота корпуса редуктора

Н

Н ≈ Н₁+а+(d_а1/2)+а¹+

232

Высота нижнего корпуса

Н₁

Н₁ = +в₂+d_а2/2

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 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 ≤ h_M ≤ 0,25d₂

2х1,5=3 ≤ h_M ≤ 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 h_м = 25 мм.

22.2.2 Теперь определим уровень масла от дна корпуса редуктора:

h = в₀ + h_м = 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.

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.

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.

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.

Шпонки призматические из ГОСТ 23360-78

Диаметр вала, мм d

Сечение шпонки, мм

Длина ступицы, мм

L_ст

b

h

32

10

8

32

Подшипник шариковый радиальный

Одинарный из ГОСТ 8338-75

Обозначение

d,мм

D,мм

В,мм

r,мм

205

25

52

15

1,5

105

Изм.

4072070000000 ПЗ

2

Лист

Дата

Подпись

№ докум.

пву

Лист

№ докум.

Подпись

Дата

Лист

402.2.06.144.000.ПЗ