книги из ГПНТБ / Данилевич, Я. Б. Добавочные потери в турбо- и гидрогенераторах
.pdfЦиркуляционный |
ток в к-м |
проводнике |
|
|
|
||
|
|
6 ( Л , + |
ЛС І 1 ) |
|
|
(7.11) |
|
|
|
|
|
|
|||
Потери от |
циркуляционных |
токов в |
стержне |
определяются |
|||
по формуле |
|
|
|
|
|
|
|
Подставляя |
в Qm |
значения |
величин, |
получим |
|
+ |
|
|
|
|
|
1 — COS |
2Ы |
||
<?ш, = "g * 2 »i»«/ 2 Afiî B (n I e + n j i e n ) S i i |
|
||||||
Л |
\ 2 |
||||||
|
|
|
ы |
||||
|
|
|
1 + Л**і1 |
ЯAT* |
|||
|
|
|
|
с р |
|
|
|
о2/стс
~1 — cos І
^ ^ J / . . |
Л |
(7. |
13) |
|
|
||
|
Л АН |
|
|
Расчеты показывают, что |
для турбогенератора мощностью |
||
150 Мвт потери СИ 1 І от внешнего поля при наличии транспозиции в лобовой части на 180° со ставляют лишь 9.1% потерь для случая, когда транспо
|
зиция в лобовой части от |
|
|
сутствует. |
|
|
Исследования |
влияния |
|
транспозиции лобовых частей |
|
f |
на потери от циркуляцион- |
|
I |
ных токов были |
проведены |
|
на экспериментальном стерж- |
|
I |
не с транспозицией в пазовой |
|
1Е части на 360° ж на 180° в каж дой лобовой части. Располо
Рис . 7-3. Распределение эдс |
проводни |
жение элементарных провод |
|||
ков по высоте стержня A = |
Tt^2fhl3àBBll. |
ников |
в стержне |
было |
при |
|
|
нято |
таким же, |
как в обыч |
|
|
|
ных |
стержнях |
статорной |
|
обмотки турбогенератора |
мощностью 150 Мвт, длина |
же каждой |
|||
лобовой части оказалась |
на 20 см |
больше. Чтобы избежать |
по |
||
вреждения изоляции проводников, изгибаемые участки стержня длиной по 20 см были выполнены неплетеными.
Измерение параметров показало, что контуры, образованные парой элементарных проводников, практически обладают только
120
активным сопротивлением, величина которого для контуров,
образованных однотипными проводниками, примерно |
одинакова |
(с точностью до 5%) и равна омическому сопротивлению. |
|
Собственный поток рассеяния в лобовых частях |
создавался |
током, проходившим по полустержню с напаянными |
головками. |
Электродвижущие силы, наведенные между элементарными проводниками, измерялись на соседнем полустержне, на котором
концы проводников в пределах участка одной |
лобовой части |
были не запаяны. Для этого исследуемая пара |
проводников |
стержня на выходе из паза замыкалась специальной перемычкой.
Результаты |
измерений |
приведены |
в табл. 7-1. |
|
|
|
|
|
|
|
Т а б л и ц а 7-1 |
Эдс, индуктированные между проводниками |
от собственного потока |
||||
|
|
рассеяния |
(мв) |
|
|
Номера |
Ток, а |
|
Номера |
|
Ток, а |
проводников, |
|
проводников, |
|
||
образующих |
1035 |
образующих |
2040 |
||
контур |
2040 |
контур |
1035 |
||
1 - 2 |
4.5 |
9.0 |
1-15 |
34.0 |
60.0 |
1 - 4 |
15.5 |
23.5 |
1—22 |
19.5 |
28.0 |
1-11 |
30.0 |
58.0 |
1—26 |
9.5 |
11.5 |
1-12 |
31.0 |
58.0 |
1—28 |
9.1 |
10.5 |
Данные |
табл. 7-1 показывают, |
что характер |
распределения |
||
эдс между |
отдельными |
проводниками примерно такой же, как |
|||
в стержне без плетения лобовой части. Однако величины эдс существенно меньше, так как эдс между элементарными проводни ками в основном наводились на участке, где отсутствовало пле тение проводников. Кроме того, измерения величин индукций собственного магнитного потока по высоте стержня в различных сечениях показали, что закон изменения индукции по длине лобовой части меняется.
Наибольшая эдс от собственного поля наводится между край ним и средним проводниками, и ее величина при возбуждающем токе в соседнем полустержне, равном 2040 а, составляет 60 мв. Из опытов со стержнем без плетения лобовых частей было установ лено, что при прохождении в соседнем полустержне тока 790 а между этими же проводниками наводилась эдс, равная 75 мв. При пересчете на ток 2040 а и с учетом удлинения лобовой части стержня на 20 см эдс будет равна
1.6 |
• |
2040 |
І Л |
. |
узд 7 5 = 2 2 2 м в - |
За счет плетения лобовых частей стержня максимальная вели чина наведенной эдс между средним и крайним проводниками
121
уменьшается в 222/60=3.7 раза, а потери от циркуляционных, токов в 3.72 =13.7 раза.
Исследования на экспериментальной установке показали, что переплетение элементарных проводников на участках лобовых частей стержня, выходящих из паза, приводит к повышению веро ятности замыкания между проводниками в этой зоне в процессе формовки (отгиба лобовых частей) стержня.
Поэтому наиболее рационально выполнять стержень обмотки статора с транспозицией элементарных проводников в пазовой части на 540 или 360°, а каждую лобовую часть —состоящей из трех участков: двух равных по длине нетранспонированных участков — один на выходе из паза, а другой у головки — и участка, транс понированного на 90° и расположенного между нетранспонированными участками стержня.
Такая конструкция стержня обеспечивает снижение добавоч ных потерь от циркуляционных токов и проста в изготовлении.
Наличие |
неплетеного участка |
лобовой части у выхода стержня |
из паза |
уменьшает вероятность |
замыкания между проводниками |
в процессе формовки стержня, а отсутствие неплетеного участка стержня у головки создает лучшие условия обеспечения герме тичности при посадке и пайке головки стержня.
Ч а с т ь |
т р е т ь я |
ДОБАВОЧНЫЕ ПОТЕРИ, В Ы З В А Н Н Ы Е ВЫСШИМИ ГАРМОНИЧЕСКИМИ П О Л Я СТАТОРА И РОТОРА
Г л а в а |
8 |
|
|
Добавочные |
потерн |
в роторе |
|
8 . 1 . Добавочные потери на поверхности |
|||
гладкого |
массивного ротора турбогенератора |
||
При питании |
обмотки |
статора синусоидальным 3-фазным |
|
током в кривой мдс статора будут иметь место высшие гармони
ческие порядка |
ѵ=6/с+1, |
где к — любое целое число. |
|||
Амплитудное |
значение |
ѵ-й гармонической |
мдс равно |
||
|
|
= l^îk«»wï |
рч |
л . |
(8.1) |
|
|
те |
1 |
|
|
|
|
|
|
|
|
Здесь wx — число витков в фазе обмотки статора, р — число пар полюсов, Іф — действующее значение фазного тока статора,
sin |
ѵтс |
|
, |
"TT |
. „ тс |
||
*юѵ = У я = |
о |
Ii. |
|
— sin vß |
—f^rllLk^ |
||
1зтЩ
— обмоточный коэффициент обмотки статора для ѵ-й гармониче
ской, ß — сокращение шага |
обмотки, q — число пазов |
на полюс |
||||
и фазу. |
|
|
|
|
|
|
При определении амплитуды магнитной индукции Z?v, соответ |
||||||
ствующей амплитуде мдс F4, |
обычно считают, |
что воздушный за |
||||
зор S вдоль полюсного |
деления |
не изменяется |
и равен |
среднему |
||
зазору. Тогда |
амплитуда нормальной составляющей |
индукции |
||||
на поверхности |
ротора |
будет |
равна |
|
|
|
|
|
Я , = |
^ Л Ѵ . |
|
(8-2) |
|
В формуле (8. 2) через йѵ обозначен коэффициент затухания, равный отношению магнитных индукций на поверхности статора и ротора. Физически А, характеризует уменьшение поля ѵ-й гар монической на поверхности ротора за счет рассеяния потока в воз душном зазоре.
123
Для турбогенераторов большой мощности, где воздушный зазор составляет заметную величину по отношению к радиусу
бочки |
ротора: |
2ѵтс5 |
|
|
|
|
|
||
|
|
Р (7 і + |
Ч) |
„ „. |
|
Л » ~ Г 1 |
/т,Ѵ-1 |
1 /хЛ-C'+l)' |
а > |
|
|
|
2/ |
|
где ^ |
— полюсное деление |
по расточке статора, |
т2 — полюсное |
|
деление по поверхности ротора, см. |
|
|
||
Величина /сѵ быстро уменьшается с увеличением |
порядка гар |
|||
монической и величины воздушного |
зазора §. Поэтому магнитная |
|||
индукция гармонических высоких порядков в современных мощ ных синхронных машинах, характеризующихся относительно большими значениями §, оказывается пренебрежимо малой. В первую очередь это относится к гармоническим зубцового по
рядка |
ѵ г =6#+1 . |
Так, |
например, для турбогенератора мощностью 200 Мвт |
с воздушным зазором 9.2 см для зубцовых гармонических мдс статора ѵг 1 =59 и ѵ г 2 = 6 1 коэффициент Аѵ составляет величину менее 0.003.
Формула (8. 2) для амплитуды магнитной индукции ѵ-й гармо нической строго справедлива лишь в случае, когда воздушный зазор 8 можно рассматривать как щель между двумя гладкими ферромагнитными поверхностями. Для учета зубчатого строения статора или ротора величина воздушного зазора должна быть со ответствующим образом увеличена. Для полей высших гармони ческих, полюсное деление которых в несколько раз больше зубцо вого деления статора 2Х, эквивалентное увеличение зазора может быть учтено с помощью коэффициента воздушного зазора для ос
новной |
волны, |
т. е. |
|
|
|
h (55 + |
К) |
где Ьа |
— ширина паза статора. |
поверхности ротора должна |
|
При точных |
расчетах потерь на |
||
быть учтена действительная зависимость величины магнитной проницаемости ц среды от магнитной индукции в полюсе. Это мо жет быть достигнуто либо путем непосредственного введения зави симости ( А = / (В.,) в уравнения магнитного поля, либо путем соот ветствующего выбора эквивалентной величины ц при решении уравнений поля для среды с постоянной магнитной проницае мостью. В настоящей работе используется второй способ.
Решение |
уравнений электромагнитного поля для массивного |
||
полюса при |
рассмотрении его как среды с постоянным значением |
||
(X обычно производится |
в предположении, что полюсное |
деление |
|
ѵ-й гармонической мало |
по сравнению с осевой длиной |
машины. |
|
124
Поэтому при решении уравнений можно ограничиться лишь рас
смотрением |
осевой |
составляющей |
плотности вихревых |
токов, |
|||||||||||||
.а также нормальной и касательной составляющих магнитной индук |
|||||||||||||||||
ции в полюсе. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
Для решения уравнений поля граничными условиями явля |
|||||||||||||||||
ются |
синусоидальный |
характер |
изменения плотности |
тока |
£ ѵ |
||||||||||||
на поверхности ротора и равенство £ ѵ |
нулю при достаточном уда |
||||||||||||||||
лении от поверхности |
полюса. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||
Для указанных выше предположений и граничных условий |
|||||||||||||||||
потери в массивном роторе, вызванные ѵ-й гармонической мдс и от |
|||||||||||||||||
несенные |
к |
единице |
поверхности |
ротора, |
оказываются |
равными |
|||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
? , = ^ ( В Л , ) 3 - |
|
|
|
|
(8-5) |
|
||||
Здесь |
р — удельное |
сопротивление |
материала |
ротора, |
ом-см; |
||||||||||||
f;—fi |
( ѵ +1) ~ |
частота токов в роторе; /с,., — коэффициент реакции |
|||||||||||||||
вихревых токов, характеризующий ослабление поля статора под |
|||||||||||||||||
действием вихревых токов, наведенных в роторе. |
|
|
|
|
|||||||||||||
Магнитная |
проницаемость |
|
I |
L , |
входящая |
в |
формулу |
(8. 5), |
|||||||||
определяется частными циклами перемагничивания и наибольшей |
|||||||||||||||||
составляющей поля в массиве. В рассматриваемом случае наиболь |
|||||||||||||||||
шей |
является |
касательная составляющая |
индукции |
|
|
|
|
||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
В = Ь і / 2 T C j f y ^ в |
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
" чх |
I / |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
К Г |
р |
|
|
|
|
|
|
|
|
которая |
|
во много раз |
больше Вч |
— нормальной |
составляющей. |
||||||||||||
Величина коэффициента реакции вихревых токов кп |
|
может |
|||||||||||||||
быть найдена из совместного решения |
уравнений |
поля в массиве |
|||||||||||||||
-и зазоре, она является |
функцией |
|
\/рр. и изменяется в пределах |
||||||||||||||
от 0.5 до 0.7. Полные потери, вызванные |
ѵ-й гармонической, по |
||||||||||||||||
лучаются умножением дѵ на поверхность ротора, на которой выде |
|||||||||||||||||
ляются |
потери. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
Для |
получения Q2uk |
— суммарных |
потерь на поверхности ро |
||||||||||||||
тора, |
определяемых |
действием всех |
гармонических |
мдс, |
|
потери |
|||||||||||
от отдельных гармонических суммируются. Поскольку в подавля |
|||||||||||||||||
ющем числе случаев основное значение имеют только потери от |
|||||||||||||||||
какой-либо одной гармонической, результаты расчета будут до |
|||||||||||||||||
статочно точными и при определении потерь для каждой |
гармо |
||||||||||||||||
нической отдельно, если при этом магнитную проницаемость мате |
|||||||||||||||||
риала ротора принимать равной магнитной |
проницаемости, |
полу |
|||||||||||||||
ченной |
для наиболее сильно |
выраженной |
гармонической: |
|
|
||||||||||||
|
|
|
< ? 2 . f c = < p ( p . - ^ ' ^ 4 5 |
- e X i j y ^ M à ) 1 ' 5 ' в т ' |
|
( 8 - б ) |
|
||||||||||
125
где
|
|
|
|
|
v=5, 7, I I , ... |
|
|
|
|
|
|
||
X — отношение поверхности зубцов ротора ко всей его поверхности; |
|||||||||||||
D1 — диаметр |
расточки |
статора, |
см: ASX |
— линейная |
нагрузка |
||||||||
|
|
|
статора, |
а/см; I,— длина активной |
ча |
||||||||
|
|
|
сти, см. Формула для расчета Q2nk., исполь |
||||||||||
|
|
|
зуемая при заводских расчетах, |
имеет |
|||||||||
|
|
|
такой же вид, что и (8. 6). В ней прибли |
||||||||||
|
|
|
женно принимается |
та 0, |
JJ. = |
2500 |
|||||||
|
|
|
X 10"s гн/см, р = |
2 • Ю - 5 |
ом • см, X = |
0.5. |
|||||||
|
|
|
Поэтому |
|
Аѵ = |
1.0, |
Ar v |
|
1-0 |
|
и |
||
|
|
|
<?(ß, т ^ . Ѵ№ 3. g) « 0 . 2 3 6 X Ю - 1 2 |
X |
|||||||||
Û7Z? 0.7ч 0.78 0В2 0.86 0.90 03iß |
Зависимость |
ср (ojDv |
ß, \lp-p, 8, |
|
q)= |
||||||||
Рис . 8-1. Зависимость ко |
= |
/(ß) при |
q ^ 1 0 |
приведена |
иа рис. |
||||||||
эффициента потерь на по |
8-1, кривая |
1. |
|
|
|
|
|
|
|
||||
верхности массивного |
ци |
|
Расчеты показывают, что в совре |
||||||||||
линдрического |
ротора |
от |
|
||||||||||
сокращения шага обмотки |
менных |
турбогенераторах, |
у |
которых |
|||||||||
статора. |
|
отношение |
b/Dx |
та 0.065, |
коэффициент |
||||||||
1 — по общепринятой методике; |
Аѵ |
для ѵ = Ц равен 0.800, для ѵ=17 уже |
|||||||||||
2 — по формуле |
(8. 7); |
3 — |
0.502 и т. д., и |
его учет |
становится не |
||||||||
согласно |
[87]. |
|
|||||||||||
|
|
|
обходимым. |
|
|
|
|
|
|
|
|
||
Для турбогенератора мощностью 200 Мвт амплитуда 7-й гар |
|||||||||||||
монической индукции |
составляет |
2 0 0 - Ю - 8 |
вб/см2 . |
Величина р- |
|||||||||
по частным циклам перемагннчивания, соответствующая этой ве личине гармонической индукции, равна 200 • 10"8 гн/см. Для такого значения fi становится необходимым также и учет коэффициента кгі.
Зависимость <р (ß, ЬЮг, |
\/цр, 8, |
<?) Д л я §/Dx та 0.065, |
(і= |
||
=200-10"8 гн/см, P =2 - 10 - 5 |
ом-см, |
х = 7 3 , 8 = |
8 |
см при q > |
10 |
с учетом А„ и Агѵ приведена на рис. 8-1, кривая |
2. |
Кривой 3 пред |
|||
ставлена также зависимость <р (ß), полученная В. Шуйским на ос нове экспериментальной обработки потерь в турбогенераторах фирмы АСЕА (Швеция).
8.2. Добавочные потери в зубцах и клиньях ротора турбогенератора
В связи с ростом единичных мощностей турбогенераторов суще ственно повышаются требования к более точному учету величин потерь, выделяющихся в различных элементах ротора, и харак-
126
тера их распределения. В то же время выше рассматривался гладкип массивный ротор, относительно которого вращается или бе жит волна высшей гармонической мдс статора.
Ниже приводится более точный метод расчета добавочных по терь в массивном зубчатом роторе с немагнитными клиньями в пазе от высших гармонических мдс обмотки статора.
Для упрощения рассмотрения приняты следующие допущения.
1.Магнитная проницаемость f* стали зубцов ротора принима ется постоянной. Поля высших гармонических мдс накладываются на основное поле в зубцах ротора и составляют лишь небольшую долю от него. Поэтому потери, вызываемые высшими гармониче скими мдс, будут характеризоваться магнитной проницаемостью по частным циклам перемагничивания, одинаковой и постоянной для всех гармонических поля. Величина динамической магнит ной проницаемости определяется при этом по кривой намагничи вания материала для индукции основного поля на поверхности ротора.
2.Диаметр ротора современных мощных турбогенераторов составляет 1000-^1200 мм, что значительно больше глубины про
никновения |
магнитного потока высших гармонических |
в зубцы |
||||
и клинья |
ротора; поэтому пренебрегается |
кривизной |
ротора. |
|||
3. Частота вихревых токов, наводимых в зубцах и клиньях |
||||||
ротора |
высшими гармоническими мдс, составляет 300 |
гц |
и более |
|||
(s > 1); |
поэтому |
при рассмотрении потерь |
можно не |
учитывать |
||
влияние обмотки |
возбуждения. |
|
|
|
||
4. В связи с повышенной частотой токов, вызванных |
высшими |
|||||
гармоническими мдс, глубина проникновения потока высших гар монических в клин оказывается меньше его высоты /гк л ; в резуль тате при рассмотрении потерь можно с достаточной точностью принять, что при у -н>- hKI поле в клине стремится к нулю.
5. Для крупных турбогенераторов длину активной части ро тора можно считать достаточно большой, чтобы не учитывать тор цовый эффект и считать все токи направленными аксиально. Влия ние радиальной и аксиальной составляющих вихревых токов при этом можно учесть соответствующими коэффициентами.
6. Соответствующими коэффициентами можно также учесть влияние того обстоятельства, что клинья ротора турбогенератора по длине выполняются составными. Контакт между клиньями и зубцами ротора при этом можно считать идеальным (при вращении ротора клинья прижимаются к зубцам усилием порядка 400 кг/см и более).
Для расчета потерь в зубцах и клиньях ротора необходимо найти распределение электромагнитного поля в роторе и зазоре генератора. Будем рассматривать поле в трех областях (рис. 8-2): в зазоре, клине и зубце ротора. Каждое из них определяется взаи модействием полей, созданных высшими гармоническими мдс статора и вихревыми токами в зубцах и клиньях.
127
|При постоянном зазоре и симметричном роторе поле можно рас сматривать только на половине зубцового деления, ограниченного осями симметрии, проходящими через середину зубца и клина. Получающаяся при этом расчетная схема и направления осей показаны на рис. 8-2.
При принятых допущениях задача становится плоской и ли нейной. Поле векторного потенциала в воздушном зазоре опре
деляется уравнением |
|
id+w =0' |
(8-8) |
а поле в массиве клиньев и зубцов в предположении синусоидаль ного характера изменения вихревых токов во времени —• урав нением
|
|
|
|
|
|
|
|
(S. 9) |
||
|
|
где |
/с2 =7 (£>vfrf, |
u)v |
— круговая |
часто |
||||
-а |
2Г |
та |
вихревых |
токов, |
у — проводи |
|||||
мость |
материала |
клиньев и зубцов. |
||||||||
|
||||||||||
|
|
|
Векторный потенциал при |
приня |
||||||
|
|
тых допущениях имеет только осевую |
||||||||
|
У |
составляющую (по оси z), поэтому при |
||||||||
|
дальнейшем |
рассмотрении |
везде |
|||||||
|
|
|||||||||
Рис: 8-2. Расчетная схема для |
А—А^, |
но индекс z опускается. |
|
|||||||
расчета потерь в зубчатом ро |
|
При решении (8. 8), |
(8. 9) |
прини |
||||||
|
торе. |
маются следующие |
граничные |
усло |
||||||
|
|
|||||||||
|
|
вия. |
|
|
|
|
|
|
||
1. На поверхности статора (у—— 8) задана касательная состав |
||||||||||
ляющая напряженности поля Нх, |
численно равная |
линейной |
на |
|||||||
грузке высших гармонических мдс статора: |
|
|
|
|
|
|||||
|
|
1 |
|
dAs_^ |
|
|
|
(8. |
10) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
ѵ>1
где ASV — действующее значение линейной нагрузки ѵ-й гармо нической мдс статора, т5 — полюсное деление ѵ-й гармонической.
2. На поверхности ротора (у=0) и по линии раздела клин— зубец соблюдается непрерывность нормальных составляющих индукции и касательных составляющих напряженности магнит ного поля (принимается, что поверхностные токи отсутствуют).
При X —
дА** |
дА^ |
дх |
дА аб |
(8. |
11') |
ду |
' ду |
|
|||
|
|
|
128
При у = |
0 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
_дАЬ1 |
|
|
аЛ„ |
_дАгі |
|
|
||
|
|
дх |
дх |
' |
|
ду |
~ |
ду > |
(8. |
12) |
|
|
|
|
|
|
аАЬі |
|
дАаб |
||
|
|
< ^ з б |
|
|
|
|
|
|
||
|
|
дх |
дх |
' |
* |
ду |
|
|
|
|
3. |
При |
со поле |
затухает |
и |
АВІ |
-> 0, |
Аа6 -н» О. |
|
||
4. |
Поле |
симметрично относительно |
осей х = 0 и х = Ъ (рис. 8-2). |
|||||||
Будем рассматривать |
поле |
в |
зазоре |
для |
каждой ѵ-й гармони |
|||||
ческой раздельно над клином и зубцом. Тогда решениями уравне ний (8.8) и (8.9) при принятых допущениях и используемых гра
ничных |
условиях |
будут выражения: |
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||
для |
поля |
в |
зазоре |
над |
клином ^—"у* |
ж |
^ |
"у) |
|
|
|
||||||||
|
А5ь = |
W |
/ T |
v |
+ |
Fi^ |
Д |
|
Т ѵ |
+ |
{Сіуі-Ъіг |
+ |
Dt,***) |
cos |
\гх; (8.13) |
||||
для |
поля |
в |
зазоре |
над |
зубцом |
|
|
(^^х^.Ьа^ |
|
|
|
|
|||||||
._. |
Ег,*~ |
+ |
|
|
|
*~** |
+ |
V C j , e - ^ |
+ D2/,!/) |
|
cos |
l2 |
(x - |
f ) ; (8. |
14) |
||||
для |
поля |
в |
клине |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
Л к л ѵ = Я 3 , е Р*Л |
т * |
+ |
С3 ,.-В"» cos |
M |
; |
|
(8. |
15) |
||||||||
для |
поля |
в |
зуоце |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
|
|
|
- J KS |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
+ |
С4 ѵ Е-р "У cos |
Х2 |
|
|
|
|
(8.16) |
||||
где |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
(8.17) |
|
èK J — ширина |
клина, |
&а б — ширина |
зубца. |
0 |
имеем |
|
|
|
|||||||||||
Из |
граничных |
условий |
(8. 12) |
при |
у = |
|
|
|
|||||||||||
|
|
|
г |
—г |
|
^3 " |
|
л |
—г |
^ |
~ |
|
|
|
|
|
|||
|
|
Со, = |
С, |
2Х,2Н- |
, |
£>2, = С |
Х2М- — hiP-Q |
|
|
|
|||||||||
|
|
|
|
|
** |
|
|
2» — |
|
|
2Х2 ( і |
|
|
(8. |
18) |
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
^ІІ |
= |
Е3ч |
2ТС/Т |
' |
Fit |
— |
Зѵ |
2 U / T V |
1 |
|
|
|
||||
9 Я. Б, Даннлевич |
129 |