Проектирование трёхфазного асинхронного двигателя

180_d166_I140У2p.cdw

Лобовые части обмотки статора
Кольцо короткозамыкающее
Крышка подшипниковая
Электрический двигатель
Размеры для справок.
Катушка обмотки статора (1:2)

zapiska_el_mash.doc

на проектирование трёхфазного асинхронного двигателя:
Тип двигателя – с короткозамкнутым ротором обмотка ротора «беличья клетка» (заливка алюминием).
Назначение – общего назначения.
Номинальный режим работы S1.
Номинальная мощность P2Н = 300 кВт.
Номинальное напряжение YΔ 660380 В.
Число полюсов 2p = 2.
Базисная частота сети f1н = 60 Гц.
Частота сети при которых рассчитываются рабочие характеристики асинхронного двигателя f1 = 30; 60; 100 Гц.
Расчёт рабочих характеристик провести: – по Т-образной электрической схеме замещения.
Закон изменения напряжения сети в зависимости от значения частоты сети: U1U1н = если f1f1н и U1=U1н=const если f1>f1н.
Пусковые характеристики не рассчитывать.
Степень защиты IP44.
Способ охлаждения ICА0141.
Исполнение по способу монтажа IM1081.
Климатические условия работы У3.
Класс нагревостойкости изоляции F.
Основные требования к проектируемому двигателю:
значения КПД и cos φ в номинальном режиме должны быть не хуже чем у аналогичного серийного двигателя;
перегрузочная способность Mma
кратность начального пускового момента MП* = MП M2Н ≥ 12;
кратность начального пускового тока IП* = I1П I1Н ≤ 75;
установочные и присоединительные размеры должны соответствовать действующим стандартам.
Техническое задание1
Выбор главных размеров асинхронного двигателя5
Выбор типа обмотки статора. Расчет составление расчетной схемы таблицы укладки обмотки в пазы и чертежа схемы обмотки7
Расчет размеров зубцовой зоны статора14
Выбор воздушного зазора. Расчет короткозамкнутого ротора19
Расчет магнитной цепи асинхронного двигателя25
Расчет параметров асинхронного двигателя для номинального режима30
Расчет потерь и КПД асинхронного двигателя36
Расчет рабочих характеристик асинхронного двигателя39
Тепловой и вентиляционный расчет асинхронного двигателя49
Сравнение расчетного двигателя и однотипного серийного двигателя66
Обоснование и описание конструкции расчетного асинхронного двигателя67
Рассчитывается трехфазный асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором мощностью до 100 кВт общего или взрывозащищенного исполнений.
Номинальные данные разрабатываемого асинхронного двигателя должны соответствовать продолжительному номинальному режиму работы (S1) который характеризуется продолжительностью работы достаточной для достижения установившейся температуры всех частей двигателя при неизменной внешней нагрузке. Обозначение степеней защиты электрических машин состоит из букв IР (International Protection) и следующих за ними цифр. IР44 – двигатель защищенный от попадания твердых тел размером более 1 мм и от водяных брызг любого направления.
Обозначение способов охлаждения электрических машин состоит из букв IC (International Cooling) и следующих за ними цифр. ICA0141 – закрытый двигатель обдуваемый наружным вентилятором расположенным на валу машины. Охлаждающий газ – воздух из внешней среды.
Обозначение формы исполнения электрических машин по способу монтажа состоит из букв IM (International Mounting) и следующих за ними цифр. IМ1081 – двигатель с двумя подшипниковыми щитами на лапах с одним горизонтально направленны цилиндрическим концом вала.
Конструкции и исполнение электрических машин должны предусматривать способность противостоять в условиях эксплуатации воздействию климатических факторов (температуры влажности пыли солнечной радиации интенсивности дождя и т. п.). Каждому климатическому исполнению электрических машин присвоено буквенное обозначение: У – для районов с умеренным климатом ХЛ – с холодным климатом и т. д. За буквенным обозначением следует цифровое характеризующее категорию размещения. У3 – для районов с умеренным климатом для работы в закрытых помещениях с естественной вентиляцией без искусственно регулируемых климатических условий.
Класс нагревостойкости изоляции определяет предел стойкости изоляции при нагреве электрической машины. Обмотка двигателя может быть нагрета до предельно допустимой при классе нагревостойкости F до 155º при расчетной температуре 115º.
ВЫБОР ГЛАВНЫХ РАЗМЕРОВ АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
Наименование расчетных величин формулы и пояснения
Высота оси вращения (предварительно) по [4 рис. 1.1 а] h = 190 мм.
Из [4 стр. 25] принимаем значение h = 180 мм
Из [4 табл. 1.1] принимаем значение внешнего диаметра статора Da = 0313 м.
Внутренний диаметр статора
D = KDDa = 053·0313 = 0166 м
где KD = 053 по [4 табл. 1.2] коэффициент характеризующий отношение внутреннего и наружного диаметра сердечника статора.
где kE = 0986 по [4 рис. 1.2] отношение ЭДС обмотки статора к номинальному напряжению; н.пред = 091 и cosφн.пред = 091 – по [4 рис. 1.3 а 1.4 а].
Расчетная длина магнитопровода
где Апред = 378·103 Ам; Впред = 074 Тл – электромагнитные нагрузки (предварительно) по [4 рис. 1.5 а 1.6 а]
kоб1пред = 079 – обмоточный коэффициент для двухслойной обмотки (предварительно)
n1 = – синхронная скорость.
Заготовительная масса электротехнической стали для изготовления магнитопровода
mc = kcgc(Dа + 001)2ld
где по [4 стр. 76] коэффициент заполнения сталью магнитопроводов для оксидированных листов стали kC = 097
удельная масса стали γс = 78·103 кгм3.
mс = 09778103(0313 + 001)2014 = 1105 кг.
Значение λ находится в рекомендуемых пределах λm λmax = 07 [4 рис. 1.7 а].
Величина критерия правильности выбора главных размеров λ находиться в нижней части оптимальной зоны. Асинхронные двигатели у которых λ лежит в нижней части оптимальной зоны характеризуются лучшими условиями охлаждения и облегченной технологией сборки и укладки обмотки статора в пазы.
P2H = 30кВт - Номинальная мощность
p = 2 - Число полюсов
IP = IP44 - Степень защиты
KD = 053 - Коэффициент характеризующий отношение внутреннего диаметра статора к наружному (DDa)
Dа.пред = 0313м - Предварительное значение наружного диаметра магнитопровода статора
KE = 0986 - Коэффициент характеризующий отношение ЭДС обмотки статора к номинальному напряжению
н.пред = 091о.е. - Предварительное значение номинального КПД
cosφн.пред = 091 - Предварительное значение коэффициента мощности
f1н = 60Гц - Частота сети
kоб.1.пред = 079 - Предварительное значение обмоточного коэффициента
Aпред = 378·103Ам - Предварительное значение линейной нагрузки
B.пред = 074Тл - Предварительное значение индукции в магнитном зазоре
ВЫБОР ТИПА ОБМОТКИ СТАТОРА. РАСЧЕТ СОСТАВЛЕНИЕ РАСЧЕТНОЙ СХЕМЫ ТАБЛИЦЫ УКЛАДКИ ОБМОТКИ В ПАЗЫ И ЧЕРТЕЖА СХЕМЫ ОБМОТКИ
Максимальное значение зубцового деления tz1max = 0017 м по [4 рис. 2.1].
Минимальное значение зубцового деления tz1min = 0015 м по [4 рис. 2.1].
Число пазов ротора Z2 = 26 по [4 табл. 2.1].
Число пазов фазы приходящихся на один полюс
Обмотка двухслойная.
Зубцовое деление статора (окончательно)
Проверка правильности размера зубцового деления статора
Δt = t1 – 0006 = 00145 – 0006 = 00085 м.
Число эффективных проводников в пазе (предварительно при условии что параллельные ветви в обмотке отсутствуют)
где I1Н номинальный ток обмотки статора
А. Возможные варианты значений параллельных ветвей
Число эффективных проводников в пазе ;
uп2 = 2·1723 = 3446;
Окончательное число витков в фазе обмотки
Окончательное значение линейной нагрузки
Отклонение расчетного значения линейной нагрузки от ранее принятой
где kоб1 = kР = = = 0956
kоб1 = kР·kу = 0956·0819 = 0783.
Индукция в воздушном зазоре
Отклонение расчетного значения индукции в воздушном зазоре
Плотность тока в обмотке статора (предварительно)
где (AJ1) = 185·109 А2м3 значение произведения линейной нагрузки на плотность тока по [3 рис. 9.27 а].
Площадь поперечного сечения эффективного проводника (предварительно)
Коэффициент эффективного проводника
Принимаем число элементарных проводников nэл = 2 тогда сечение элементарного провода
Принимаем обмоточный провод марки ПЭТ-155 по [4 прил. 3]: диаметр неизолированного провода dэл = 145 мм; площадь поперечного сечения неизолированного провода
qэл = 1651 мм2; диаметр изолированного провода dиз = 1535 мм.
qэ.ср = qэлnэл = 1651·2 = 3302 мм2.
Δbш = bш(1) – dиз = 4 – 1535 = 2465 мм > 15 мм где ширина шлица паза: bш(1) = 40 мм по [4 табл. 2.2].
Плотность тока в обмотке статора (окончательно)
Отклонение расчётной плотности тока
Минимальное допустимое значение плотности тока
J1min = 091J1пред = 091496 = 451 Амм2.
Максимально допустимое значение плотности тока
J1max = 11J1пред = 11496 = 546 Амм2.
Количество катушек из которых собирается трехфазная двухслойная обмотка:
Количество катушек в фазе:
Полюсное деление в пазах
Количество катушечных групп в фазе
y = ·п = 061·18 = 110.
Смещение катушечных групп относительно друг друга
Смещение начал фаз относительно друг друга
Схема-таблица укладки составлена в табл. 1. Схема соединений катушечных групп фазы 'А' показана на рис. 1. Полная схема обмотки показана на рис. 2.
Основное требование к трехфазным обмоткам: начала фаз обмотки сдвинуты на 2q пазовых деления или 120 электрических градусов. Основное преимущество однослойной обмотки по сравнению с двухслойной простота намотки ввиду отсутствия укорочения шага обмотки. Основное достоинство двухслойных обмоток является возможность использовать укорочение шага для подавления высших гармоник в кривой ЭДС.
Величина uп должна быть целым числом для однослойной обмотки или целым четным числом для двухслойной обмотки. Определяется подбором из предварительных значений эффективных проводников наиболее близкого к заданному условию с последующим округлением. Выбирая рациональное число эффективных проводников пользователь должен учитывать что значение реактивного сопротивления x1 прямо пропорционально uп2 а начальный пусковой и максимальный моменты уменьшаются при увеличении реактивных сопротивлений статора и ротора.
Обм.стат.= Всыпная - Тип обмотки статора
t = 0261м - Полюсное деление
h = 180мм - Высота оси вращения двигателя
D = 0166м - Внутренний диаметр магнитопровода статора
Паз = без скоса - Тип паза
Z1предmin = 31 - Предварительное минимальное число пазов статора
Z1предmax = 35 - Предварительное максимальное число пазов статора
m1 = 3 - Число фаз обмотки статора
U1H= 380В - Номинальное фазное напряжение обмотки статора
Z1 = 36 - Число пазов статора
uп1 = 1723 - Вариант №1 предварительного значения эффективных проводников
uп2 = 3446 - Вариант №2 предварительного значения эффективных проводников
КГф = 2 - Количество катушечных групп в фазе
q = 6паз. - Число пазов статора на полюс и фазу
tп = 18 - Полюсное деление в пазах
uп = 34 - Рациональное число эффективных проводников в пазе статора
a = 2 - Число параллельных ветвей обмотки статора
I1н.пред = 3178А - Предварительное значение фазного тока статора
kоб1 = 0783 - Обмоточный коэффициент
l = 014м - Расчетная длина воздушного зазора
B = 0758Тл - Расчетное значение индукции в воздушном зазоре
Dа = 313м - Наружный диаметр магнитопровода статора
A = 373103Ам - Расчетное значение линейной нагрузки
qэф.пред = 3204мм² - Предварительное значение площади поперечного сечения эффективного проводника
Kф = 144 - Коэффициент эффективного проводника
bш(1) = 4мм - Значение ширины шлица паза статора
qэф = 3204мм² - Площадь поперечного сечения эффективного проводника
J1.пред = 481Амм² - Предварительное значение плотности тока в обмотке статора
Рис. 1. Условная схема соединений фазы 'А' обмотки.
Таблица. 1. Схема-таблица укладки катушек обмотки.
РАСЧЕТ РАЗМЕРОВ ЗУБЦОВОЙ ЗОНЫ СТАТОРА
Рис. 3. Зубцовая зона статора.
мм где принимаем предварительно по [4 табл. 2.4] Bz1 = 18 Тл индукция зубцов статора (BZ1.min = 16Тл – минимальное значение BZ1.max = 19Тл – максимальное значение).
мм принимаем предварительно по [4 табл. 2.4] Ba = 145 Тл индукция ярма статора (Ba.min = 14Тл – минимальное значение Ba.max = 16Тл – максимальное значение).
Высота шлица паза: hш = 1 мм; угол наклона грани клиновой части = 45°.
Ширина нижней части паза
Ширина верхней части паза
Проверка параллельности граней зубцов статора
Δbz(1) = bz(1)’’ – bz(1)’ = 631 – 628 = 003 ≤ 05 мм.
Площадь поперечного сечения паза статора в штампе
Степень использования пространства паза для размещения меди обмотки оценивается коэффициентом заполнения паза медью
Полученное значение kм находиться в допустимых пределах 03–04.
Площадь поперечного сечения паза для размещения проводников
размеры паза в свету с учетом припуска на сборку; припуски на шихтовку и сборку сердечников Δbп = 02 Δhп = 02 мм по [3 табл. 9.14];
Sпр = 04·b1(1) + 09·b2(1) = 04·132 + 09·88 =
= 132 мм2 площадь поперечного сечения прокладок;
Sиз = bиз(2hп(1) + b1(1) + b2(1)) =
= 04(2·288 + 132 + 88) = 318 мм2 площадь поперечного сечения корпусной изоляции в пазе где bиз = 04 мм односторонняя толщина изоляции в пазе по [4 табл. 2.5].
Коэффициент заполнения паза
Полученное значение kз находиться в допустимых пределах 069–071.
Проверка правильности расчёта геометрических размеров зубцовой зоны
t’’1пр = bz(1) + b1(1) = 63 + 88 = 151 мм.
Δt1пр = t’1пр – t’’1пр = 0.
Спецификация паза статора приведена в таблице 2. Паз статора показан на рис. 5.
Коэффициент kз не должен превышать допустимые пределы так как это при этом проводники во время укладки приходиться очень сильно уплотнять в пазах. Их изоляция может быть повреждена что вызовет резкое уменьшение надежности обмотки.
Ba.min = 14Тл - Допустимое минимальное значение индукции в ярме статора
Ba.max = 16Тл - Допустимое максимальное значение индукции в ярме статора
BZ1.min = 17Тл - Допустимое минимальное значение индукции в зубцах статора
BZ1.max = 19Тл - Допустимое максимальное значение индукции в зубцах статора
t1 = 00145 м - Значение зубцового деления статора
BZ1.пред = 18Тл - Предварительное значение индукции в зубцах статора
kc = 097 - Коэффициент заполнения пакета сталью при толщине листа 0.5мм и изоляции путем оксидирования
= 176110-3Вб - Расчетное значение магнитного потока
Ba.пред = 145Тл - Предварительное значение индукции в ярме статора
hш(1) = 1мм - Высота шлица статора
b1(1) = 88мм - Ширина паза статора в штампе соответствующая углу =45°
hп(1) = 288мм - Высота паза статора в штампе
b2(1) = 132мм - Ширина паза статора в штампе
bZ(1)пред = 63мм - Предварительное значение ширины зубца статора
hп.к.(1) = 254мм - Высота паза статора под укладку проводов
Δbп = 02мм - Припуск по ширине паза статора
Δhп = 02мм - Припуск по высоте паза статора
bиз = 04мм - Односторонняя толщина корпусной изоляции класса нагревостойкости F
b'1(1) = 13мм - Ширина паза статора в свету соответствующая углу =45°
b'2(1) = 86мм - Ширина паза статора в свету
h'п.к.(1) = 252мм - Высота паза статора в свету под укладку проводов
dиз = 1535мм - Диаметр стандартного изолированного провода
nэл = 2 - Число элементарных проводников в одном эффективном
S'п = 2272мм² - Площадь поперечного сечения паза статора остающаяся для размещения проводников обмотки
Таблица 2. Спецификация паза статора
Односторонняя толщина мм
Высота оси вращения мм
ВЫБОР ВОЗДУШНОГО ЗАЗОРА. РАСЧЕТ КОРОТКОЗАМКНУТОГО РОТОРА
Рис. 4. Зубцовая зона ротора.
Внешний диаметр ротора
D2 = D – 2· = 0166 – 2·08·10-3 = 0164 м
где = 08 мм воздушный зазор по [4 рис. 3.1].
Длина магнитопровода ротора
Зубцовое деление ротора
Внутренний диаметр ротора равен диаметру вала так как сердечник непосредственно насажен на вал
Dj = Dв = kвDa = 023·0313 = 0072 м = 72 мм
где kв = 023 - по [4 табл. 3.1].
Ток в обмотке ротора
I2н.пред = kiI1н.предi = 093·3178·1843 = 5447 А
коэффициент приведения токов.
Площадь поперечного сечения стержня
где плотность тока в стержне литой клетке принимаем J2 = 28·106 Ам2.
Допустимая ширина зубца
мм где Bz(2)пред = 18 Тл индукция зубцов ротора (BZ2.min = 17Тл – минимальное значение BZ2.max = 195Тл – максимальное значение) по [4 табл. 4.2].
где размеры шлица bш(2) = 15 мм; hш(2) = 07 мм; высота перемычки над пазом hш(2)' = 10 мм. Принимаем b1(2) = 96 мм.
Принимаем b2(2) = 44 мм.
Принимаем h1(2) = 215 мм.
hп(2) = hш(2)' + hш(2) + + h1(2) + =
= 1 + 07 + + 215 + = 302 мм.
Уточняем ширину зубцов ротора
bz(2)`` = bz(2)` = 865 мм.
Δbz(2) = bz(2)’’ – bz(2)’ = 865 – 865 = 0 05 мм.
Площадь поперечного сечение стержня
qс = (b1(2)2 + b2(2)2) + (b1(2) + b2(2))h1(2) =
= (962 + 442) + (96 + 44)·215 = 19427 мм2.
Плотность тока в стержне
Проверка допустимого значения плотности тока
ΔJ2 = 35 – J2 = 35·106 – 28·106 = 07·106 > 0.
Короткозамыкающие кольца. Площадь поперечного сечения кольца
плотность тока в замыкающих кольцах
Jкл = 085J2 = 085·28·106 = 238·106 Ам2.
Высота сечения кольца
hкл = 125hп(2) = 125·302 = 3775 мм.
Ширина замыкающих колец
Площадь поперечного сечения замыкающих колец
qкл = hклbкл = 3775·127 = 47943 мм2.
Средний диаметр замыкающих колец
Dк.ср = D2 – hкл = 164 – 3775 = 12625 мм.
Проверка правильности расчёта геометрических размеров зубцовой зоны
t2пр’’ = b’z(2) + b1(2) = 865 + 96 = 1825 мм;
Δt2пр = t2пр’ – t2пр’’ = 1825 – 1825 = 0.
Количество и размеры вентиляционных лопаток по [4 табл. 3.3].
Количество вентиляционных лопаток
Длина вентиляционной лопатки
Ширина конца вентиляционной лопатки
Толщина конца вентиляционной лопатки
Паз ротора показан на рис. 6.
Правильный выбор воздушного зазора во многом определяет энергетические показатели АД. Чем меньше воздушный зазор тем меньше его магнитное сопротивление и магнитное напряжение составляющее основную часть МДС магнитной цепи всей машины. Поэтому уменьшение зазора приводит к уменьшению МДС магнитной цепи и намагничивающего тока двигателя благодаря чему возрастает его cosφ и уменьшаются потери в меди обмотки статора. Но чрезмерное уменьшение воздушного зазора приводит к возрастанию амплитуды пульсаций индукции в зазоре и как следствие этого к увеличению поверхностных и пульсационных потерь. Поэтому КПД двигателей с очень малыми зазорами не улучшаются а часто даже становится меньше.
В современных АД зазор выбирают исходя из минимума суммарных потерь. Так как при увеличении зазора потери в меди возрастают а пульсационные и поверхностные уменьшаются то существует оптимальное соотношение параметрами при котором сумма потерь будет наименьшей.
Z2 = 26 - Число пазов ротора
W1= 102вит - Число витков в фазе статора
t2 = 198мм - Зубцовое деление ротора
D2 = 0164м - Внешний диаметр ротора
bZ(2)пред = 865мм - Предварительное значение ширины зубца ротора
qс.пред =19454Амм² - Предварительное значение сечения стержня обмотки ротора
b1(2) = 96мм - Диаметр закругления верхней части ротора
b2(2) = 44мм - Диаметр закругления нижней части паза ротора
hш(2) = 07мм - Глубина прорези паза ротора
h'ш(2) = 1мм - Высота перемычки над пазом ротора
b'Z(2) = 865мм - Первое проверочное число параллельности граней зубцов ротора
b''Z(2) = 865мм - Второе проверочное число параллельности граней зубцов ротора
hп(2) = 302мм - Высота паза ротора
I2н.пред = 5447А - Предварительное значение номинального фазного тока ротора
qс = 19427мм² - Площадь сечения стержня ротора
J2 = 28·106Ам² - Плотность тока в стержне ротора
РАСЧЕТ МАГНИТНОЙ ЦЕПИ АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
Рис. 7. Расчётная схема магнитной цепи.
Поле в машине подразделяют на главное поле и поле рассеяния. Под главным понимают поле магнитные линии которого сцеплены с витками как первичной так и вторичной обмотки. Полем рассеяния называют поле линии которого сцеплены с витками какой-либо одной из обмоток — статора или ротора (соответственно поле рассеяния статора и поле рассеяния ротора).
Магнитные линии главного поля замыкаются по магнитопроводам статора и ротора и пересекают воздушный зазор. Элементы магнитопроводов и зазоры по которым проходит главный поток каждой пары полюсов называют магнитной цепью машины. Расчет магнитной цепи заключается в определении суммарного магнитного напряжения всех ее участков соответствующего определенному значению потока
Магнитное напряжение воздушного зазора
= 159·106·0758·116·08·10-3 = 11184 А
где коэффициент воздушного зазора
Магнитные напряжения зубцовой зоны статора
Fz(1) = 2hz(1)Hz(1) = 2·288·10-3·1520 = 8755 А
где hz(1) = hп(1) = 288 мм;
расчетная индукция в зубцах
По [4 табл. 4.2] напряженности поля в зубцах для стали 2013 Hz(1) = 1520 Ам при Bz(1) = 180 Тл.
Проверка допустимого значения индукции
ΔBz(1) = Bz1max – Bz(1) = 19 – 18 = 01 Тл > 0.
Магнитные напряжения зубцовой зоны ротора
Fz(2) = 2hz(2)Hz(2) = 2·298·10-3·1520 = 9059 А
hz(2) = hп(2) – 01·b2(2) = 302 – 01·44 = 298 мм;
Тл по [4 табл. 4.2] Hz2 = 1520 Ам при
ΔBz2 = Bz2max – Bz(2) = 195 – 18 = 015 Тл > 0.
Коэффициент насыщения зубцовой зоны
Магнитное напряжение ярма статора
Fa = LaHa = 0421·450 = 18945 А
где длина средней магнитной линии ярма статора м;
по [4 табл. 4.4] напряженность поля ярма
Hа = 450 Ам при Ba = 145 Тл.
ΔBа = Bаmax – Bа = 16 – 145 = 015 Тл > 0.
Магнитное напряжение ярма ротора
Fj = LjHj = 00316·349 = 1103 А
где длина средней магнитной линии потока в ярме ротора
где высота спинки ротора
индукция в ярме ротора
где расчетная высота ярма ротора
Hj = 349 Ам при Bj = 134 Тл.
Магнитное напряжение на пару полюсов
Fц = F + Fz(1) + Fz(2) + Fa + Fj =
= 11184 + 8755 + 9059 + 18945 + 1103 =
Коэффициент насыщения магнитной цепи
Значение находится в рекомендуемых пределах 13–15.
относительное значение
Значение находится выше рекомендуемых пределов 018–02.
Полученное значение kz позволяет предварительно оценить правильность выбранных размерных соотношений и обмоточных данных рассчитываемого асинхронного двигателя. Если kz12 то зубцовая зона мало использована или зазор взят слишком большим. Если kz>16 то имеет место чрезмерное насыщение зубцовой зоны или зазор взят слишком малым.
Для рационально спроектированных асинхронных двигателей коэффициент насыщения магнитной цепи лежит в пределах: 13≤k≤15
Если k13 то в двигателе избыток стали. Если k>15 то в двигателе сильное насыщение (недостаток стали).
Относительное значение I* служит определенным критерием правильности выбора воздушного зазора и расчета размеров магнитопровода и параметров обмотки статора двигателя. В рационально спроектированных двигателях относительное значение намагничивающего тока находится в пределах I*=018÷02 (если 2р=2).
= 08мм - Величина воздушного зазора
t1 = 00145м - Значение зубцового деления статора
= 1.256×10-6Гнм - Магнитная проницаемость воздуха
bZ(1) = 63мм - Ширина зубца статора
hZ(1) = 288мм - Высота зубца статора
HZ(1) = 1520Ам - Напряженность магнитного поля
bZ(2) = 865мм - Ширина зубца ротора
Марка стали = 2013 - Марка электротехнической стали
B'Z(2)ср = 18Тл - Расчетное значение индукции в среднем сечении зубца ротора
HZ(2)ср = 1520Ам - Напряженность магнитного поля в среднем сечении зубца ротора
hZ(2) = 298мм - Расчетная высота зубца ротора
FZ(1) = 8755А - Магнитное напряжение (МДС) зубцовой зоны статора
F = 11184А - Магнитное напряжение (МДС)воздушного зазора
Ba = 145Тл - Индукция в ярме статора
La = 0421м - Длина средней магнитной силовой линии в ярме статора
Dj = 134м - Внутренний диаметр сердечника ротора
Bj = 134Тл - Индукция в ярме ротора
Lj = 00316м - Длина средней магнитной силовой линии в ярме ротора
F = 8755А - Магнитное напряжение (МДС)воздушного зазора
FZ(1) = 9059А - Магнитное напряжение (МДС) зубцовой зоны статора
FZ(2) = 18945А - Магнитное напряжение зубцовой зоны ротора
Fa = 1103А - Магнитное напряжение (МДС) ярма статора
W1 = 102вит - Число витков в фазе статора
РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ ДЛЯ НОМИНАЛЬНОГО РЕЖИМА
Параметрами электрических машин называются активные и индуктивные сопротивления Т-образной электрической схемы замещения. При расчете параметров асинхронного двигателя в рабочих режимах в пределах изменения скольжения от холостого хода до номинального явлениями действия эффектов вытеснения тока и насыщения пренебрегают и поэтому считают параметры асинхронного двигателя постоянными.
Рис. 8. Т-образная электрическая схема замещения.
Активное сопротивление фазы обмотки статора
для класса нагревостойкости изоляции F расчетная температура расч = 115 ºС.; удельное сопротивление меди ρ115 = 10–641 Ом·м;
длина проводников фазы обмотки
L1 = lср1w1 = 0768·102 = 7834 м
где средняя длина витка обмотки
lл1 = Клbкт + 2 = 12·0187 + 2·001 = 0244 м
где длина вылета прямолинейной части катушек из паза B = 001 м;
по [4 табл. 5.1]; Кл = 12;
Длина вылета лобовой части катушки
lвыл = Квылbкт + B = 026·0187 + 001 =
где по [4 табл. 5.1] Квыл = 026.
Относительное значение r1
Значение находится в рекомендуемых пределах 001–007.
Активное сопротивление фазы обмотки ротора
где сопротивление стержня
сопротивление участка замыкающего кольца
где для литой алюминиевой обмотки ротора ρ115 = Ом·м.
Приводим r2 к числу витков обмотки статора
Относительное значение
Индуктивное сопротивление фазы обмотки статора
где коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния
где h2(1) = 254 мм; b1(1) = 88 мм; h1(1) = 0; мм;
k' = 025(61 – 1) = 025(6061 – 1) = 067;
k = 025(1 + 3k') = 025(1 + 3067) = 075;
коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния
коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния
; для относительного скоса пазов ск = 0 и
t2t1 = 198145 = 137 по [4 рис. 5.5] kск' = 14.
Значение находится в рекомендуемых пределах 008–014.
Индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора
x2 = 79f1нl'(λп(2) + λл(2) + λд(2))·10–6 =
= 79·60·014(364 + 0338 + 177)·10–6 =
h0(2) = h2 + 04b2(2) = 215 + 04·44 = 2326 мм;
Δz = 001 – по [4 рис. 5.7].
Σλ(2) = λп(2) + λл(2) + λд(2) = 364 + 0338 + 177 =
Приводим x2 к числу витков статора
Значение находится ниже рекомендуемых пределов 01–016.
Для удобства сопоставления параметров отдельных машин и упрощения расчета характеристик параметры асинхронных машин выражаются в относительных единицах. Относительные значения одних и тех же параметров схемы замещения различных асинхронных двигателей нормального исполнения незначительно отличается относительно друг от друга.
Потоки рассеяния каждой из обмоток кроме того подразделяют на три составляющие: пазового лобового и дифференциального рассеяния. Соответственно подразделению потоков вводят понятия сопротивлений пазового лобового и дифференциального рассеяний сумма которых определяет индуктивное сопротивление рассеяния фазы обмотки статора или ротора. Для расчета сопротивлений рассеяния помимо размеров магнитопровода и обмоточных данных машины необходимо знать удельные коэффициенты магнитной проводимости пазового λп лобового λл и дифференциального λд рассеяний. Под удельной магнитной проводимостью понимают магнитную проводимость отнесенную к длине части обмотки расположенной в пазу или вне паза. При расчете индуктивного сопротивления взаимной индукции и пазового рассеяния под удельной магнитной проводимостью понимают магнитную проводимость отнесенную к единице расчетной длины магнитопровода с учетом ослабления поля над радиальными вентиляционными каналами.
Активное сопротивление фазы короткозамкнутого ротора определяется следующим образом. За фазу обмотки выполненной в виде беличьей клетки принимают один стержень и два участка замыкающих колец. Токи в стержнях и замыкающих кольцах различны поэтому их сопротивления при расчете общего сопротивления фазы должны быть приведены к одному току. Таким образом сопротивление фазы короткозамкнутого ротора r2 является расчетным параметром полученным из условия равенства электрических потерь в сопротивлении r2 от тока I2 и суммарных потерь в стержне и участках замыкающих колец соответственно от тока в стержне и тока в замыкающем кольце реальной машины.
= 061 паз. - Относительный шаг обмотки
ρ115 = 0.0244×10-6Ом×м - Удельное сопротивление меди при расчетной температуре 115°
a= 2 - Число параллельных ветвей обмотки статора
qэл = 1651мм² - Площадь поперечного сечения неизолированного стандартного провода
U1H = 380В - Номинальное фазное напряжение обмотки статора
ρкл = 0.0488×10-6Ом×м - Удельное сопротивление алюминия при расчетной температуре 115°
Dкл.ср. = 12625м - Средний диаметр замыкающего кольца
qкл = 47943мм² - Площадь поперечного сечения замыкающего кольца
Δ = 0.17рад. - Отношение тока в стержне к току в замыкающем кольце
Δtz = 137 - Отношение зубцовых делений ротора и статора
ск = 0 - Коэффициент учитывающий форму паза статора (полузакрытые без скоса)
q = 6 - Число пазов статора на полюс и фазу
Lл = 0244м - Длина лобовых частей обмотки
bш(2) = 15мм - Ширина прорези паза ротора
h1(2) = 215мм - Расстояние между центрами верхней и нижней окружностей паза ротора
hкл = 3775мм - Высота сечения замыкающего кольца
bкл = 127мм - Ширина замыкающего кольца
РАСЧЕТ ПОТЕРЬ И КПД АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
Потери в асинхронных двигателях подразделяют на основные и добавочные. К основным потерям относят электрические в обмотках статора и ротора магнитные механически и вентиляционные.
Добавочные потери делят на добавочные потери ХХ и добавочные потери при нагрузке.
К добавочным потерям ХХ относят поверхностные и пульсационные.
Если АД спроектирован с полузакрытыми грушевидными пазами ротора (идентификатор формы паза ротора – 3) то учитывают только влияние раскрытия пазов статора (bш(1)) на ротор то есть рассчитывают поверхностные и пульсационные потери только в магнитопроводе ротора (Dрст.доб.= Dрпов(2)+ Dрпуль(2)) т.к. при закрытых пазах ротора поверхностные и пульсационные потери в статоре не возникают.
Потери в стали основные
= 26··(16·1452·3989 + 18·182·692) =
удельные потери p1050 = 26 Вткг и = 15 для стали 2013 по [4 табл. 6.1];
масса стали ярма статора
ma = (Da – ha)halст1kcγc =
= (0313–00447)·00447·014·097·78·103 =
масса стали зубцов статора
mz(1) = hz(1)bz(1)срZ1lст1kcγс =
=288·10–3·63·10–3·36·014·097·78·103 =
Поверхностные потери в роторе
Dрпов(2) = pпов(2)(t2 – bш(2))Z2lст2 =
= 5483·(198 15)·10–3·26·014 = 3652 Вт;
удельные поверхностные потери
где k02 = 15; амплитуда пульсаций индукции в воздушном зазоре над коронками зубцов
B0(2) = 0(2)kB = 031·116·0758 = 0273;
для по [4 рис 6.1б] 02 = 031.
Пульсационные потери в зубцах ротора
амплитуда пульсаций индукции в среднем сечении зубцов
mz2 = Z2hz2bz2срlст2kcγc =
= 26·298·10–3·86·10–3·014·097·7800 =
Сумма добавочных потерь в стали
Dрст.доб = Dрпов2 + Dрпул2 = 3652 + 10802 =
Полные потери в стали
Dрст = Dрстосн + Dрстдоб = 59657 + 14454 =
где коэффициент Kт = 1.
Добавочные потери при номинальном режиме
Холостой ход двигателя
Dрэ10 = 3I2r1 = 3·6942·0289 = 4176 Вт;
Потери на гистерезис зависят от типа материала использованного для сердечника. Для снижения потерь на гистерезис используют холоднокатаные изотропные электротехнические стали марок 2013 02312 02411 и другие.
Потери на вихревые токи в листах стали зависят от свойств материала и толщины листов. Для снижения потерь на вихревые токи уменьшают толщину листов и изолируют их друг от друга.
ha = 447мм - Высота ярма статора
γc = 7800кгм³ - Удельная масса стали
BZ(1) = 18Тл - Действительное значение индукции в зубце статора
x1 = 1036Ом - Индуктивное сопротивление рассеяния фазы обмотки статора
Δb2 = 5 - Отношение ширины шлица статора к значению воздушного зазора
Δb1 = 0 - Отношение отношения ширины шлица ротора к значению воздушного зазора
k02 = 15 - Коэффициент учитывающий влияние обработки коронок зубцов ротора на удельные потери
BZ(2) = 18Тл - Расчетное значение индукции в зубцах ротора
n = 3600обмин - Скорость вращения ротора в режиме ХХ
mZ(1) = 692кг -зубцов статора
Δpпов(1) = 0Вт - Полные поверхностные потери статора
Δpпов(2) = 5483Вт - Полные поверхностные потери ротора
Δpст.осн. = 59657Вт - Основные потери в стали
I = 694А - Намагничивающий ток (реактивная составляющая тока ХХ АД)
r1 = 0289Ом - Активное сопротивление фазы обмотки статора при расчетной температуре
Δpст = 74111Вт - Полные магнитные потери (потери в стали) асинхронного двигателя
Δpмех = 111079Вт - Механические и вентиляционные потери
РАСЧЕТ РАБОЧИХ ХАРАКТЕРИСТИК АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
Расчет рабочих характеристик трехфазного асинхронного двигателя производится по Т-образной электрической схеме замещения так как только при использовании этой схемы замещения возможен расчёт фазной ЭДС статора Е1 основного магнитного потока Фрасч и тока холостого хода I0 расч при изменении нагрузки на валу.
Рис. 9. Т-образная схема замещения
Рис. 10. Преобразование схемы в двухполюсник.
Рис. 11. Преобразование схемы в двухполюсник.
Рис. 12. Преобразование схемы в двухполюсник.
Активное сопротивление характеризующее магнитные потери в схеме замещения
Сопротивление взаимной индукции обмоток статора и ротора
Принимаем sн r2*' 0012 и рассчитываем рабочие характеристики задаваясь s = 0002; 0005; 0007; 0010; 0012; 0014; 0017 при
номинальных значениях
При заданной нагрузке
Относительное фазное напряжение статора
Ошибка! Закладка не определена.
Ошибка! Закладка не определена..
Относительная частота напряжения статора
Коэффициент коррекции величины основных магнитных потерь при изменении частоты
Наименование расчётных величин формулы и пояснения
Коэффициент коррекции величины пульсационных потерь при изменении частоты
Коэффициент коррекции магнитных потерь при изменении магнитного потока
Коэффициент коррекции активного сопротивления контура намагничивания
Параметр схемы замещения (рис. 11)
= 000142 + 0083006 = 0084426 См
bs = bm + b’2s = 0018506 + 0007806 = 0026312 См
Параметр схемы замещения (рис. 12)
rΣ = r1 + rs = 0289 + 107961 = 110851 Ом
xΣ = αfx1 + xs = 1·1036 + 33647 = 44007 Ом
Действующий фазный ток статора
где I1a – активная составляющая фазного тока статора
I1р – реактивная составляющая фазного тока статора
Падение напряжения в фазе статора
где Uca – активная составляющая падения напряжения в фазе статора
Uca = r1I1a + αfx1I1р =
= 0289·2961 + 1·1036·1176 = 2074 В;
Uср – реактивная составляющая падения напряжения в фазе статора
Uср = αfx1I1а – r1I1р =
= 1·1036·2961 – 0289·1176 = 27277 В.
Активная составляющая напряжения контура намагничивания Т-образной схемы замещения
Uа = αUU1н – Uса = 1·380 – 2074 = 35926 В.
Действующее напряжение контура намагничивания
Основной магнитный поток
Действующий ток холостого хода
где I0а.расч – активная составляющая тока холостого хода
I0р.расч – реактивная составляющая тока холостого хода
Действующий фазный ток ротора
где активная составляющая приведённого фазного тока ротора
реактивная составляющая приведённого фазного тока ротора
Предварительное значение активной мощности на входе двигателя
P1пред = m1αUU1нI1а = 3·1·380·2961·10-3 =
Коэффициент мощности
Электромагнитный момент
Mэм = CмрасчI2а’ = 1694214·0016934·29608 =
где конструктивный коэффициент приведённого асинхронного двигателя
Полные магнитные потери в асинхронном двигателе
Δpст = αф(αст(Δpстосн + Δpпов2) + αпулΔpпул2 =
= 1·(1·(59657 + 3652)·10-3 + 1·10802·10-3 =
Δpст(30) = αф(30)(αст(30)(Δpстосн + Δpпов2) +
= 1·(0354·(59657 + 3652)·10-3 +
+ 025· 10802·10-3 = 0251 кВт.
Δpст(100) = αф(100)(αст(100)(Δpстосн + Δpпов2) +
+ αпул(100)Δpпул2 =
= 036·(2152·(59657 + 3652)·10-3 +
+ 278· 10802·10-3 = 0791 кВт.
Суммарные потери в асинхронном двигателе
ΣΔp = Δpст + Δpмех + Δpэ1 + Δpэ2 + Δpдоб =
= 0741 + 1229 + 088 + 03879 + 01668 =
где Δpэ1 = m1I12r1 = 33186028910-3 =
Δpэ2 = m1I2’2r2’ = 3300390143310-3 =
Δpдоб = 0005αфP1пред(1 – S) =
= 0005·1·3376·(1 – 0012)·10–3 = 01668 кВт;
Δpмех.расч = αfPмех(1 – S) =
= 1·124389·(1 – 0012)·10–3 = 12290 кВт.
Электромагнитная мощность
Момент холостого хода
Момент на валу двигателя
M2 = Mэм – M0 = 8494 – 3747 = 812 Нм.
Полезная мощность на валу
P2 = 2M2 = 3725·812·10-3 = 3025 кВт.
Активная мощность на входе двигателя
P1 = P2 + ΣΔp = 3025 + 3405 = 337 кВт.
Коэффициент полезного действия двигателя
Уточнённый ток статора
Предварительное значение критического скольжения
где C1 = 1 + x1x12 xк = x1 + C1x2’.
xк = 1036 + 10191123 = 218 Ом.
После построения кривых уточняем значение номинального скольжения
sн = 00119. Номинальные данные спроектированного двигателя: P2н = 30 кВт; U1н = 380 В; I1н = 315 А; cosφн = 0929;
н = 0899; Mн = 806 Нм; I2н’ = 298 А.
Предварительные значения номинальных скольжений Sн.пред.(f.min) при fmin U1min и Sн.пред.(f.max) при fmax U1max рассчитываем по условию постоянства электрических потерь в обмотке ротора
Δpэ2 = m1r2’(I2н’) = const
где I2н’ – приведенный номинальный ток ротора при f1н и U1н.
Из уточненной Г-образной схемы замещения
Решая это уравнение относительно Sн(f1) получим
где d = C1r2’Sн(f1) n = 2r1
n = 20289 = 0578 Ом.
k = – r12 – (αfxк)2.
При расчете коэффициента k корректирующие коэффициенты αu и αf должны соответствовать значениям U1min fmin при вычислении Sн.пред(fmin) и U1max fmax при определении Sн.пред(fmax).
Корень квадратного уравнения выбираем по условию 0 Sн(f1) Sкр(f1).
Номинальное скольжение при частотах отличных от номинальной
Предварительное значение перегрузочной способности асинхронного двигателя
Км = МmaxМ2н = 188517806 = 234.
Км(30) = Мmax(30)М2н = 1481806 = 184.
Км(100) = Мmax(100)М2н = 730806 = 091.
r1* = 00242О.е. - Активное сопротивление фазы обмотки статора при расчетной температуре
x1* = 0087О.е - Индуктивное сопротивление рассеяния фазы обмотки статора
r12 = 413 Ом – Активное сопротивление характеризующее магнитные потери
x12 = 53719 Ом – Сопротивление взаимной индукции обмоток статора и ротора
r1 = 0289 Ом – Активное сопротивление фазы обмотки статора при расчётной температуре 1150С
x1 = 1036 Ом – Индуктивное сопротивление рассеяния фазы обмотки статора
Cм = 1694214 – Конструктивный коэффициент приведенного асинхронного двигателя
αU = 1 – Относительное фазное напряжение статора
αf = 1 – Относительная частота напряжения статора
αcт = 1 – Коэффициент коррекции величины основных магнитных потерь при изменении частоты
αпул = 1 – Коэффициент коррекции величины пульсационных потерь при изменении частоты
αф = 1- Коэффициент коррекции магнитных потерь при изменении магнитного потока
αr = 1 – Коэффициент коррекции активного сопротивления контура намагничивания
r2 = 01433 Ом – Приведенное к статору активное сопротивление фазы ротора
x2 = 1123 Ом – Приведенное к статору индуктивное сопротивление рассеяния фазы ротора
m1 = 3 – Число фаз статора
рпов(1) = 0 Вт – Полные поверхностные потери статора
рпул(1) = 0 Вт – Пульсационные потери в зубцах статора
рпул(2) = 10802 Вт – Пульсационные потери в зубцах ротора
Δpмех = 124389Вт - Механические и вентиляционные потери
Sн пред = 0012 – предварительное значение номинального скольжения
Таблица 3. Рабочие характеристики асинхронного двигателя при номинальных параметрах U1 f1.
P2н = 30 кВт; U1н = 380 В; 2p = 2; αU = αf = αст = αпул = αф = αr = 1;
Δpст = 0741 кВт; Δpмех = 124389 Вт;
r1 = 0289 Ом; r2' = 01433 Ом; gm = 000142 См; bm = 0018506.
Uca = r1I1a + αfx1I1р
Uср = αfx1I1а – r1I1р
Δpдоб=0005αфP1пред(1–S)
Δpмех.расч=αfPмех(1–S)
ΣΔp = Δpст + Δpмех +
+ Δpэ1 + Δpэ2 + Δpдоб
Таблица 4. Рабочие характеристики асинхронного двигателя при
f1 = 30 Гц U1 = 190 В;
P2н = 30 кВт; U1н = 380 В; 2p = 2; αU = 05; αf = 05; αст = 0354; αпул = 025;
αф = 1; αr = 0708; Δpст = 0251 кВт; Δpмех = 124389 Вт;
Таблица 5. Рабочие характеристики асинхронного двигателя
при f1 = 100 Гц U1 = 380 В;
P2н = 30 кВт; U1н = 380 В; 2p = 2; αU = 1; αf = 167; αст = 2152; αпул = 278;
αф = 036; αr = 0775; Pст = 0251 кВт; Pмех = 124389 Вт;
Рис. 13. Характеристики P1 = f(P2) спроектированного двигателя.
Рис. 14. Характеристики I1 = f(P2) спроектированного двигателя.
Рис. 15. Характеристики I2’ = f(P2) спроектированного двигателя.
Рис. 16. Характеристики cosφ = f(P2) спроектированного двигателя.
Рис. 17. Характеристики = f(P2) спроектированного двигателя.
Рис. 18. Характеристики S = f(P2) спроектированного двигателя.
Рис. 19. Характеристики 2 = f(P2) спроектированного двигателя.
Рис. 20. Характеристики Mэм = f(P2) спроектированного двигателя.
Рис. 21. Характеристики M2 = f(P2) спроектированного двигателя.
Рис. 22. Характеристики 2 = f(Mэм) спроектированного двигателя.
Рис. 23. Характеристики E1 = f(s) спроектированного двигателя.
Рис. 24. Характеристики ke = f(s) спроектированного двигателя.
Рис. 25. Характеристики Фрасч = f(s) спроектированного двигателя.
Рис. 26. Характеристики I0расч = f(s) спроектированного двигателя.
Изменение частотыf1приводит к изменению потокаФти соответствующему изменению тока ротораI2и нагрузочной составляющейI'2тока статора. При уменьшении частоты магнитный поток и ток холостого ходаI0увеличиваются причем токI0из-за насыщения стали магнитопровода возрастает быстрее чем магнитный поток. Обычно уменьшение частотыf1на 10 % вызывает увеличение токаI0на 20-30%. Поскольку токI0является практически реактивным это приводит к снижению коэффициента мощности двигателя.
При увеличении частотыf1пропорционально возрастает частота вращенияп2. Кроме того магнитный поток Фтуменьшается обратно пропорционально изменению частоты. Все это приводит к резкому увеличению токаI2.
При регулировании напряжения и частоты ниже номинальных поддерживается Uf = const магнитный поток остается практически постоянным что не нарушает устойчивость двигателя и не снижает его энергетические характеристики. Однако при этом снижается выходная мощность двигателя.
ТЕПЛОВОЙ И ВЕНТИЛЯЦИОННЫЙ РАСЧЕТ АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
Превышение температуры внутренней поверхности сердечника статора над температурой воздуха внутри двигателя
по [4 табл. 9.1] коэффициент учитывающий что часть потерь в сердечнике статора и в пазовой части обмотки передается через станину непосредственно в окружающую среду
К = 022; потери в пазовой части катушек
Вт по [4 рис. 9.2] коэффициент теплоотдачи с поверхности α1 = 158 Вт(м2·ºС).
Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора
расчетный периметр поперечного сечения паза статора
Пп1 = 2hп + b1(1) + b2(1) = 2·288 + 132 + 88 =
для изоляции класса нагревостойкости F
λэкв = 016 Вт(м·ºC);
по [4 рис. 9.3] для ddиз = 1451535 = 094 находим коэффициент теплопроводности внутренней изоляции катушки
λэкв' = 14 Вт(м·ºC).
Перепад температуры по толщине изоляции лобовых частей
потери в лобовых частях катушек
Вт; периметр условной поверхности охлаждения лобовой части катушки
Пл1 = Пп1 = 796 мм; bизл1 = 0.
Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей над температурой воздуха внутри машины
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой воздуха внутри машины
Превышение температуры воздуха внутри машины над температурой окружающей среды
где сумма потерь отводимых в воздух внутри двигателя
ΣΔpв' = ΣΔp' – (1 – K)(Δpэп1' + Δpстосн) –
– 09Δpмех = 34938 – (1 – 022)(3433 + 59657) –
– 09124389 = 16412 Вт
где ΣΔp' = ΣΔp + (kρ – 1)(Δpэ1 + Δpэ2) =
= 3405 + (107 – 1)(880 + 3879) = 34938 Вт;
эквивалентная поверхность охлаждения корпуса
Sкор = (Dа + 8Пр)(l1 + 2lвыл1) =
= (·0313 + 8·036)(014+2·0059) = 0997 м2
где по [4 рис. 9.6] условный периметр поперечного сечения ребер станины
Пр = 036 м2 для h = 180 мм; по [4 рис. 9.4 а]
коэффициент подогрева воздуха αв = 22 Вт(м2·ºС) для Da = 0313 м.
ΣΔp(30)' = ΣΔp(30) + (kρ – 1)( Δpэ1(30) + Δpэ2(30)) =
= 2162 + (107 – 1)(842 + 3808)= 22476 Вт;
ΣΔpв(30)' = ΣΔp(30)' – (1 – K)(Δpэп1(30)' + Δpстосн(30)) –
–09Δpмех(30) = 22476 –(1 – 022)(3285 + 21092) –
– 0906068 = 12807 Вт
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой окружающей среды
Проверка по максимально допустимой температуре
Δ = 100 – Δ1 = 100 – 9114 = 886 ºC > 0. Относительно значение разницы
Превышение температуры допустимо.
Требуемый для вентиляции расход воздуха
где коэффициент учитывающий изменение условий охлаждения по длине поверхности корпуса
где коэффициент m = 25 по [4 табл. 9.2].
Расход воздуха обеспечиваемый наружным вентилятором
Нагрев частей двигателя находиться в допустимых пределах. Вентилятор обеспечивает необходимый расход воздуха.
В электрической машине применена самовентиляция т. е. система вентиляции при которой вентилятор обеспечивающее движение охлаждающего агента непосредственно связаны с ротором машины. Такая система вентиляции достаточно проста по конструкции но имеет существенный недостаток: движение хладагента происходит только при вращении вала машины а скорость его движения меняется с изменением частоты вращения вала.
Внутренняя вентиляция электрических машин осуществляться при разомкнутом цикле циркуляции охлаждающего воздуха. Воздух из окружающей машину среды проходит по вентиляционному тракту нагревается в процессе охлаждения машины и выбрасывается вновь в окружающую среду. Это наиболее распространенная система. Основным ее достоинством является отсутствие каких-либо дополнительных устройств помимо системы вентиляционных каналов и вентилятора. К недостаткам разомкнутого цикла следует отнести зависимость температуры охлаждающего воздуха от температуры окружающей среды возможность загрязнения вентиляционных каналов внутри машины пылью или повреждения изоляции обмоток агрессивными газами или парами находящимися в окружающем машину воздухе.
I1н = 315 А - Модуль фазного тока статора Г-образной схемы замещения для номинального скольжения
Lср = 0768м - Средняя длина витка катушки
Lл = 0244 м - Длина лобовых частей обмотки
Δp'эп1 = 3433 Вт - Электрические потери пазовой части обмотки статора при предельной температуре 140°С
ddиз = 094 - Отношение диаметров провода обмотки
λэкв = 14Втм°C - Средняя эквивалентная теплопроводность пазовой изоляции
dиз = 1535 мм - Диаметр стандартного изолированного провода
d = 145 мм - Номинальный диаметр неизолированного провода
K = 022 - Коэффициент передачи потерь через станину в окружающую среду
Lвыл = 0059 м - Вылет лобовых частей обмотки
a1 = 158Втм² °C - Коэффициент теплоотдачи с поверхности
Δпов1 = 1793 °C - Превышение температуры внутренней поверхности сердечника статора над температурой воздуха внутри машины
Lср = 0768 м - Средняя длина витка катушки
r'2 = 01433 Ом - Приведенное к статору активное сопротивление фазы ротора
I'2н = 30039 А - Приведенное к статору значение фазного тока ротора в Т-образной схеме замещения для номинального скольжения
P1н = 3376 кВт - Активная мощность на входе асинхронного двигателя для номинального скольжения
Δpэ1 = 088 кВт - Электрические потери в обмотке статора при номинальном скольжении и температуре 115°С
Δpст.осн.= 59657 Вт - Основные потери в стали
Δpмех = 124389Вт - Механические и вентиляционные потери
Δ1' = 1634°C - Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой воздуха внутри машины
ΣΔp'в = 16412 Вт - Сумма потерь отводимых в воздух внутри двигателя
Δв = 748 °С - Превышение температуры воздуха внутри машины над температурой окружающей среды
СРАВНЕНИЕ РАСЧЕТНОГО ДВИГАТЕЛЯ И ОДНОТИПНОГО СЕРИЙНОГО ДВИГАТЕЛЯ
Параметры спроектированного двигателя
Параметры однотипного серийного двигателя 4А180M2У3
Основные технические данные электродвигателей [1 табл. 2.1]
Размеры статора и ротора [1 табл. 6.1]
Внешнийвнутренний диаметр статора
Число пазов статора ротора
b1(1) b2(1)= 88 132 мм
Номинальныйсредний диаметр провода
dэл dиз = 145 1535 мм
Активное сопротивление обмотки фазы статора
r1(115) = kt·r1(20) = 138·0303 = 0418 Ом
b1(2) b2(2)= 96 44 мм
Коэффициент мощности спроектированной машины больше чем у серийной однако коэффициент полезного действия ниже. В остальном двигатель отвечает поставленным в техническом задании требованиям.
ОБОСНОВАНИЕ И ОПИСАНИЕ КОНСТРУКЦИИ РАСЧЕТНОГО АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
Конструкция основные узлы и детали двигателей показаны на рис. 27. Перечень деталей и узлов приведен в табл. 6.
Магнитопровод статора выполняется шихтованным из целых листов электротехнической стали. По внутренней поверхности магнитопровода штампуют пазы требуемой формы для размещения в них обмотки статора. Собранный магнитопровод прессуют и после этого скрепляют по внешнему диаметру П-образными скобами. После укладки обмотки и пропитки ее лаком магнитопровод запрессовывают в станину и закрепляют стопорными винтами. Для предупреждения отгиба лобовых частей обмотки статора применяется крепление их с помощью бандажных колец.
У асинхронных двигателей для всыпной обмотки статора используют автоматические станки. При этом катушечные группы наматывают обычно раздельно а затем статорообмоточный станок выполняют операцию втягивания катушек в пазы статора заклинивает обмотку в пазах и формует лобовые части обмоток. Клинья выполняют из листового изоляционного материала придавая им изгиб по форме верхней части паза. Из этого же материала изготавливают прокладки укладываемые в лобовые части обмотки между головками катушек. Пайки соединений катушечных групп образующих фазы обмоток заключают в изоляционные трубки. Лобовые части обмотки с обеих сторон двигателя бандажируют на специальных станках стеклошнуром. Обмотанные статора пропитывают.
Наименование детали или узла
Подшипник передний (опора А)
Подшипниковый щит фланцевый
Крышка подшипника передняя наружная
Прокладка передняя наружная
Пружина гофрированная невинтовая
Крышка подшипника передняя внутренняя
Подшипник задний (В)
Крышка подшипника задняя наружная
Прокладка задняя наружная
Кольцо упорное пружинное
Крышка подшипника задняя внутренняя
Прокладка задняя внутренняя
Статор (монтажное исполнение IM3)
Колпачок защитный на рабочий конец вала
Шпонка на рабочий конец вала
Колпачок защитный на второй конец вала
Шпонка на второй конец вала
Крышка вводного устройства
Прокладка под крышку
Корпус вводного устройства
Прокладка под корпус
Шайба нестандартная под уплотнение
Прокладка под фланец
Фланец не резьбовой прижимной
Вентилятор металлический сборный
Шпонка под вентилятор
Штамповка листов ротора асинхронных двигателей производиться из высечки листов статора. На листах ротора создают изолирующую оксидную пленку путем термической обработки отдельных штампованных листов.
Сердечник короткозамкнутого ротора сваривают на полуавтоматах внутренним швом затем их заливают алюминием без применения специальной оправки. После заливки сердечник ротора насаживают на вал без шпонки в нагретом состоянии.
Обмотка короткозамкнутого ротора асинхронных двигателей создается путем заливки пазов собранного сердечника алюминием А5. При заливке пазов одновременно образуются короткозамыкающие кольца с вентиляционными лопатками и с расположенными между лопатками штырями на которых крепят балансировочные грузы.
Для наружного обдува корпуса используется радиальный вентилятор (с прямыми лопатками) расположенными на конце вала со стороны противоположной приводу. Вентилятор закрывают штампованным или сварным кожухом изготовленным из стали толщиной 1-2 мм. На торце кожуха выполняют отверстия любой формы для входа воздуха.
Станину машины изготавливают чугунными литыми; при этом обеспечивается высокая надежность машин благодаря достаточной механической прочности и коррозионной стойкости чугуна а также стабильность размеров при сборочных операциях.
Станины обычно имеют продольные ребра на наружной поверхности.
Станина машины имеет опорные лапы отливаемые заодно с чугунной станиной или приваренные в стальной станине. Для обеспечения посадки и центрирования подшипниковых щитов на торцах станины предусматривают концевые цилиндрические заточки. Станину протачивают по внутреннему диаметру под посадку отдельно изготовленных сердечников. На станине в верхней части предусмотрен рым-болт предназначенный для подъема.
Подшипниковые щиты изготавливают чугунными. Для обеспечения минимальной деформации при закреплении щитов в приспособления металлообрабатывающих станков а также уменьшения перекоса подшипников при сборке машин аксиальные размеры проектируемых щитов и целесообразно сокращать стремясь приблизить их форму к диску.
Наружные кольца подшипников крепят по торцам подшипниковыми крышками фиксирующими расположение подшипников в аксиальном направлении. Внутреннее кольцо подшипника насаживается на вал с плотной посадкой а наружное входит во втулку подшипникового щита подвижно так что при разборке машины подшипники остаются на валу. Этим самым облегчается как сборка так и разборка машины. С обеих сторон вала подшипники шариковые по ГОСТ 8338-75; при этом с одной стороны машины между подшипниковой крышкой и подшипником оставляют зазор компенсирующий неточности осевых размеров при сборке машины.
Выводное устройство машины состоит из закрытой коробки выводов с расположенной в ней доской зажимов. Коробка выводов располагается сверху станины.
Наружный диаметр станины
Dкорп = Dа + 2h2 = 313 + 2·13 = 339 мм
где h2 = 13 мм по [4 рис. 10.5].
Наружный диаметр вентилятора
Dвен2 085Dкорп 085·339 288 мм.
lл 02Dкорп 02·288 58 мм.
hк = 05h = 05·180 = 90 мм.
Диаметр выступающего конца вала по [1 табл. 5.2]
Мдоп = 200 Нм > Ммакс = 188517 Нм.
Таблица. 7. Размеры выбранных подшипников [1 табл. 5.2 табл. 4.8] [6].
Диаметр выступающего конца вала d1 мм
Подшипник со стороны рабочего конца вала
Подшипник со стороны вентилятора
Условное обозначение N
Таблица 8. Геометрические размеры сердечников статора и ротора.
Высота оси вращения h мм
Длина воздушного зазора l мм
Таблица 9. Размеры лобовых частей обмоток и вентиляционных лопаток.
Таблица 10. Размеры станины асинхронного двигателя [4 рис. 10.5].
Внутр. диаметр станины
Толщина стенки станины
Расстояние между станиной и опорной плоскостью
Таблицы 11. Размеры коробки выводов [1 табл. 5.2].
Таблица 12. Размеры вентилятора.
Таблица 13. Габаритные установочные и присоединительные размеры спроектированного двигателя [1 табл. 5.2].
Габаритные размеры мм
Установочные и присоединительные размеры мм
Асинхронные двигатели серии 4А: Справочник А.Э. Кравчик М.М. Шлаф В.И. Афонин Е.А. Соболенская. – М.: Энергоатомиздат 1982.
Гольдберг О.Д. Гурин Я.С. Свириденко И.С. Проектирование элекрических машин: Учебник для втузов Под ред. О.Д. Гольдберга. М.: Высш. шк. 1984.
ГОСТ 8338-75. Подшипники шариковые радиальные однорядные. Основные размеры.
Полузадов В.Н. Дружинина Е.А. Электрические машины. Проектирование асинхронных двигателей общего назначения и взрывозащищённых исполнений. [Текст]: учебное пособие В.Н. Полузадов Е.А. Дружинина; Урал. гос. горный ун-т. Екатеринбург.: изд-во УГГУ 2010.
Главными размерами являются: внутренний диаметр статора и расчетная длина воздушного зазора. Отношение lD или более употребительное в расчетной практике отношение λ = l в значительной степени определяет экономические данные машин а также оказывает влияние на характеристики и условия охлаждения двигателей.
Обмотку статора выполняют с укороченным шагом для подавления высших гармоник в кривой ЭДС. Распределение обмотки позволяет сделать кривую МДС ступенчатой что уменьшает высшие гармоники чем в прямоугольной кривой.
Обмоточный коэффициент kоб учитывает уменьшение ЭДС pacпределенной обмотки по сравнению с ЭДС обмотки с тем же числом витков но имеющих диаметральный шаг и сосредоточенных в одной катушке на каждом полюсе. Для расчета и анализа обмоток kоб удобно представлять в виде произведения коэффициента укорочения ky на коэффициент распределения kР.:
Коэффициент укорочения учитывает уменьшение ЭДС каждого витка по сравнению с алгебраической суммой ЭДС двух проводников являющихся его сторонами т. е. по сравнению с ЭДС витка при диаметральном шаге
Коэффициент распределения для первой гармоники трехфазных машин равен:
Для однослойной обмотки: максимальное число параллельных ветвей ama для двухслойной обмотки ama для двухслойной обмотки 2pa – целое число.
Максимальная плотность тока в стержне ротора если степень защиты IP44 – 35·106 Амм2 если IP23 – 4·106 Амм2.
Параметрами электрической машины называют активные и индуктивные сопротивления ее обмоток.
Т-образная схема замещения.
r1 – активное сопротивление фазы обмотки статора; r2’ – приведенное к статору активное сопротивление фазы обмотки ротора; r12 – фиктивное активное сопротивление; x12 – сопротивление взаимоиндукции.
Поверхностные потери возникают из-за пульсаций индукции в воздушном зазоре. Пульсационные потери возникают в машинах имеющих зубцы и на роторе и на статоре например в асинхронных машинах. Они обусловлены пульсациями потока в зубцах что приводит к появлению вихревых токов в стали зубцов. Поверхностные и пульсационные потери возникают во всех машинах имеющих пазы открытые в воздушный зазор хотя бы на одной из его поверхностей. При закрытых пазах в магнитопроводе расположенном на противоположной им стороне зазора поверхностные и пульсационные потери не возникают. Например эти потери отсутствуют на поверхности и в зубцах статора асинхронного двигателя если его ротор выполнен с закрытыми пазами.