Проектирование асинхронного двигателя 4А180М2У3

Размещено на http://www.allbest.ru/

Федеральное агентство по образованию

Государственное образовательное учреждение

Высшего профессионального образования

“Вологодский Государственный Университет”

Кафедра электрооборудования

Курсовая работа

По дисциплине: ”Электрические машины”

Наименование темы: “Проектирование асинхронного двигателя 4А180М2У3”

Выполнил: Крылов А.М

Группа: ЗЭО-22у

Шифр: 120132871284

Проверил: Колесниченко Д.А

Вологда 2014

Содержание

1. Введение

2. Расчет и конструирование двигателя

2.1 Выбор главных размеров

2.2 Расчёт обмотки статора

2.3 Расчёт размеров зубцовой зоны статора и воздушного азора

2.4 Расчёт ротора

2.5 Расчёт магнитной цепи

2.6 Расчёт параметров рабочего режима

2.7 Расчёт потерь

2.8 Расчёт рабочих характеристик

2.9 Расчёт пусковых характеристик

2.10 Тепловой расчет

2.11 Вентиляционный расчет

2.12 Механический расчет

Заключение

Список литературы

электрический двигатель статор машина

1. Введение

Электрические машины в общем объёме производства электротехнической промышленности занимают основное место, поэтому технико-экономические показатели и эксплуатационные свойства электрических машин имеют важное значение для экономики нашей страны.

При создании электрической машины рассчитываются размеры статора и ротора, выбираются типы обмоток, обмоточные провода, изоляция, материалы активных и конструктивных частей машины.

Основой автоматизированного электропривода являются электрические двигатели. По мере развития силовой полупроводниковой техники и микропроцессорных систем управления двигатели постоянного тока в замкнутых системах электропривода постепенно вытесняются более надёжными и дешёвыми асинхронными двигателями с короткозамкнутым ротором (АД). Поэтому объектом для проектирования выбраны асинхронные двигатели. В асинхронных машинах преобразование энергии происходит при несинхронном (асинхронном) вращении ротора и магнитного поля статора.

В настоящее время асинхронные машины получили наиболее широкое применение в современных электрических установках и являются самым распространённым видом электрических машин переменного тока. Как и любая другая машина, асинхронная машина обратима и может работать как в генераторном, так и в двигательном режиме. Наибольшее применение имеют асинхронные двигатели, рассчитанные на работу на промышленной частоте (50 Гц).

Последние три-четыре десятилетия наиболее популярными и применяемыми в промышленности стали двигатели серии 4А. В основу построения серии положены не габаритные размеры сердечников статора, как в прежних сериях, а высоты оси вращения, то есть расстояния от оси вращения ротора до установочной поверхности.

Единая серия 4А охватывает диапазон мощностей от 0,6 до 400 кВт и построена на 17 стандартных высотах оси вращения от 50 до 355 мм. Серия включает основное исполнение двигателей, ряд модификаций и специализированные исполнения. Двигатели основного исполнения предназначены для нормальных условий работы и являются двигателями общего назначения. Это трёхфазные асинхронные двигатели с короткозамкнутым ротором, рассчитанные на частоту сети 50 Гц. Они имеют исполнение по степени защиты IP44 во всём диапазоне высот оси вращения и IP23 в диапазоне высот осей вращения 160-355 мм.

Потребность народного хозяйства в асинхронных двигателях очень велика. Они являются основными двигателями в электроприводах практически всех промышленных предприятий.

Из справочника по электрическим машинам выбираем двигатель 4А180М2У3 серии 4А мощностью 30 кВт.

2. Расчёт и конструирование двигателя

2.1 Выбор главных размеров

Внешний диаметр статора двигателя выбирается в зависимости от высоты оси вращения. Высота оси вращения . Определяем внешний диаметр статора по табл. 8,6 [1, стр. 275]: .

Внутренний диаметр статора . по табл. 8,7 [1, стр. 276].

Полюсное деление:

Расчётная мощность:

где - отношение ЭДС фазы обмотки статора к номинальному фазному напряжению , определяемое по рис. 8,20 [1, стр. 276]. Принимаем . Предварительные значения и могут быть приняты по рис. 8,21[1, стр. 277]: и .

Электромагнитные нагрузки предварительно определим по рис. 8,22,б[1, стр. 278]:

Предварительное значение обмоточного коэффициента выбирается в зависимости от типа обмотки статора. Для двухслойных обмоток при [1, стр. 278].

Расчетная длина магнитопровода:

Отношение находится в допустимых пределах рис. 8,25,а[1, стр. 280].

На этом выбор главных размеров заканчивается. Выполняем сравнение параметров проектируемого АД, полученных в данном разделе, с теми же параметрами аналога:

Таблица 1

Величина
Проектируемый АД	313	171	136	0,92	0,92
Аналог	313	171	145	0,9	0,9

2.2 Расчёт обмотки статора

Предельные значения по рис. 8,26 [1, стр. 282]: , .

Число пазов статора

Принимаем , тогда .

Зубцовое деление статора (окончательно):

В асинхронных двигателях с мм обычно выполняют двухслойные обмотки. Двухслойную обмотку выполняют с укороченным диаметральным шагом по пазам

.

В двухслойных обмотках асинхронных двигателей шаг выполняют в большинстве случаев с укорочением .

.

Коэффициент укорочения

При шестизонной обмотке коэффициент распределения

,

Обмоточный коэффициент

Число эффективных проводников в пазу (предварительно, при условии а=1)

Принамаем а=2, тогда

Окончательное число витков в фазе обмотки

Окончательное значение линейной нагрузки

Окончательное значение магнитного потока

Окончательное значение индукции в воздушном зазоре

Значения и находятся в допустимых пределах.

Сечения эффективных проводников обмотки статора

,

где - плотность тока в обмотке статора, .

С точки зрения повышения использования активных материалов плотность тока должна быть выбрана как можно большей, но при этом возрастают потери в меди обмотки. Увеличение потерь сказывается, во-первых, на повышении температуры обмотки и, во-вторых, на КПД двигателя. На этом основании определены качественные зависимости допустимой плотности тока в обмотках различных машин. Она повышается с уменьшением габаритов машины, с увеличением допустимого нагрева обмотки при переходе на другой, более высокий класс нагревостойкости изоляции и с повышением интенсивности охлаждения. Нагрев пазовой части обмотки зависит от произведения линейной нагрузки на плотность тока . Поэтому выбор допустимой плотности тока производят с учётом линейной нагрузки двигателя.

Имеем

Площадь поперечного сечения эффективных проводников:

Принимаем число элементарных проводников, составляющих один эффективный таким образом, чтобы диаметр элементарных изолированных проводников не выходил за указанные пределы (при диаметр изолированного провода обычно берут не более ). Принимаем .

Принимаем обмоточный провод марки ПЭТВ [2, приложение1]:

Выполняем равнение параметров проектируемого АД, полученных в данном разделе, с теми же параметрами аналога:

Таблица 2

Величина
Проектируемый АД	36	2	374,1	0,731	3	1,057	4,89
Аналог	36	2	387	0,78	3	1,539	5,4

Рис. 1 Схема обмотка статора

2.3 Расчёт размеров зубцовой зоны статора и воздушного зазора

Размеры пазов в электрических машинах должны быть выбраны таким образом, чтобы, во-первых, площадь поперечного сечения паза соответствовала количеству и размерам размещаемых в нём проводников обмотки с учётом всей изоляции, и, во-вторых, чтобы значения индукций в зубцах и ярме статора находились в определённых пределах, зависящих от типа, мощности, исполнения машины и от марки электротехнической стали сердечника. Конфигурация пазов и зубцов определяется типом обмотки, который в свою очередь зависит от мощности, номинального напряжения и исполнения машины. Расчёт размеров зубцовой зоны проводят по допустимым индукциям в ярме и в зубцах статора.

Полузакрытые пазы статора обычно имеют трапецеидальную форму (рис. ), при этом размеры и выбирают такими, чтобы стенки зубцов были параллельными ().

Рис. 2 Трапецеидальные полузакрытые пазы статора.

Для определения ширины зубца следует принять среднее значение магнитной индукции в зубцах и в ярме статора . По табл. 8,10[1, стр.289] принимаем

Ширина зубца

где - коэффициент заполнения стали. Сердечник собирают из отдельных отштампованных листов электротехнической стали толщиной , имеющих изоляционное покрытие для уменьшения потерь в стали от вихревых токов. Для рекомендуется применять сталь марки . Для стали обычно используют изолирование листов оксидированием. В этом случае .

Определяем размеры трапецеидальных пазов:

Высота спинки статора

Высота паза

Большая ширина паза

Меньшая ширина паза

где - ширина шлица, - высота шлица.

Размеры паза в свету с учетом припуска на сборку

Площадь поперечного сечения паза для размещения проводников обмотки

.

Площадь поперечного сечения прокладок ; площадь поперечного сечения корпусной изоляции в пазу

,

где - среднее значение односторонней толщины корпусной изоляции. Для .

Рис. 3 Трапецеидальные полузакрытые пазы статора в масштабе 2:1

Коэффициент заполнения паза

Полученное значение допустимо для механизированной укладки обмотки.

Выполняем сравнение параметров проектируемого АД, полученных в данном разделе, с теми же параметрами аналога:

Таблица 3

Величина
Проектируемый АД	9,27	14	28
Аналог	9,2	12,9

2.4 Расчёт ротора

Правильный выбор воздушного зазора во многом определяет энергетические показатели асинхронного двигателя. Чем меньше магнитный зазор, тем меньше его магнитное сопротивление и магнитное напряжение, составляющее основную часть МДС магнитной цепи всей машины. Поэтому уменьшение зазора приводит к соответственному уменьшению МДС магнитной цепи и намагничивающего тока двигателя, благодаря чему возрастает его и уменьшаются потери в меди обмотки статора. Но чрезмерное уменьшение приводит к возрастанию амплитуды пульсаций индукции в воздушном зазоре и, как следствие этого, к увеличению поверхностных и пульсационных потерь. Поэтому КПД двигателей с очень малыми зазорами не улучшается, а часто даже становится хуже.

Воздушный зазор определяем по рис. 8,31[1, стр.300] в зависимости от количества пар полюсов и внутреннего диаметра статора:

,

но можно и пересчитать размер воздушного зазора, воспользовавшись формулой для определения его для двигателей средней и большой мощности:

Так как зазор удовлетворяет условию , округлим с точностью до , то есть .

Принимаем по таблице 8,16 [1, стр. 306] рекомендуемое число пазов ротора АД без скоса пазов в зависимости от числа пар полюсов и числа пазов статора:

Внешний диаметр ротора:

Длина магнитопровода ротора:

Зубцовое деление ротора:

Внутренний диаметр ротора равен диаметру вала, так как сердечник ротора непосредственно насаживается на вал:

,

где - коэффициент, выбираемый по табл. 8,17 [1, стр. 319] в зависимости от высоты оси вращения и количества полюсов .

Тогда:

Значение тока в обмотке ротора:

,

где коэффициент, учитывающий влияние тока намагничивания на отношение .

Его приближенное значение может быть рассчитано в зависимости от номинального , который мы задавались в начале расчета:

Получим:

Коэффициент приведения токов определяем следующим образом:

,

где коэффициент, учитывающий влияние скоса пазов (так как пазы ротора выполняем без скоса, то ).

Тогда

Соответственно:

Площадь поперечного сечения стержня (предварительно):

,

где - плотность тока в стержне литой клетки. То есть получим:

Рис. 4 Трапецеидальные пазы короткозамкнутого ротора

Пазы ротора определяем по рис [, стр. ]. В двигателях с выполняют трапецеидальные закрытые пазы с размерами шлица и . Высота перемычки над пазом .

Размеры паза ротора рассчитываем, исходя из требуемого сечения стержня , полученного по допустимой индукции в зубце и из условия постоянства ширины зубца, то есть параллельности его граней.

По допустимой индукции определяем ширину зубца ротора:

,

где принимаем по табл. [, стр. ]. Тогда:

Рассчитываем размеры паза:

.

Полная высота паза:

;

Рис. 5 Трапецеидальные пазы короткозамкнутого ротора в масштабе 2:1

После расчёта размеров паза и округления их до десятых долей миллиметра уточним площадь сечения стержня:

Плотность тока в стержне:

Плотность тока в стержнях машин закрытого обдуваемого исполнения при заливке пазов алюминием выбирается в пределах , то есть найденное значение попадает в допустимые пределы.

Рис. 6 Размеры замыкающих колец короткозамкнутого ротора с литой обмоткой

Площадь поперечного сечения замыкающих колец:

где токи в кольце, А, плотность тока в замыкающих кольцах.

Токи в кольце и плотность тока можно найти по соответствующим формулам:

,

где токи в стержнях.

Тогда

Размеры размыкающих колец:

;

Средний диаметр размыкающих колец:

Сравнение параметров проектируемого АД, полученных в данном разделе, с теми же параметрами аналога.

Таблица 4

Величина
Проектируемый АД	0,8	28	31,15	9,55	4,52
Аналог	1	28	31	9,6	4,1

2.5 Расчёт магнитной цепи

Марку электротехнической стали выбираем по рекомендациям [, стр. ] в зависимости от оси вращения проектируемого асинхронного двигателя - сталь с толщиной листов мм.

Магнитное напряжение воздушного зазора:

где индукция в воздушном зазоре, Тл, рассчитанная по окончательно принятому числу витков в фазе обмотки и обмоточному коэффициенту , определенному для принятой в машине обмотки; воздушный зазор, м; коэффициент воздушного зазора; магнитная проницаемость, .

Коэффициент воздушного зазора:

,

Где

Магнитное напряжение зубцовой зоны статора:

где расчётная высота зубца статора;

Расчетная индукция в зубцах:

Тогда

.

Магнитное напряжение зубцовой зоны ротора:

где расчётная высота зубца ротора, определяемая по таблице [, стр. ] в зависимости от формы пазов ротора:

расчётная напряжённость поля в зубце ротора, А, определяемая в зависимости от индукции в зубце :

По табл. П1.7 для находим .

Соответственно:

Коэффициент насыщения зубцовой зоны:

,

То есть:

Магнитное напряжение ярма статора:

,

где длина средней магнитной силовой линии в ярме статора, м;

напряжённость поля при индукции по кривой намагничивания для ярма, принятой при проектировании стали, по таблице П-16 [1] приложения 2.

Длина средней магнитной силовой линии в ярме статора:

,

где высота ярма статора, м.

;

Индукция в ярме статора:

,

где расчётная высота ярма статора, м. При отсутствии радиальных вентиляционных каналов в статоре

То есть:

При индукции напряжённость поля по табл. П1.6 приложения 2 равна

Соответственно:

Магнитное напряжение ярма ротора:

,

где напряжённость поля в ярме при индукции ; длина силовых линий в ярме, м:

,

где высота спинки ротора:

Получим:

Индукция в ярме ротора:

,

где коэффициент заполнения сталью ярма ротора, принят ранее; расчётная высота ярма ротора для двигателей с , м:

,

Тогда

Соответственно:

При индукции напряжённость поля по табл. П1.6 равна . Значит магнитное напряжение ярма ротора:

На этом расчёт магнитных напряжений участков магнитной цепи двигателя заканчивается. Суммарное магнитное напряжение магнитной цепи на пару полюсов:

.

То есть:

Коэффициент насыщения магнитной цепи:

Намагничивающий ток:

Относительное значение:

Относительное значение служит определённым критерием правильности произведённого выбора и расчёта размеров и обмотки двигателя, поэтому можно сделать вывод о том, что размеры машины выбраны правильно.

2.6 Расчёт параметров рабочего режима

Активное сопротивление фазы обмотки статора:

,

где коэффициент увеличения активного сопротивления фазы обмотки от действия эффекта вытеснения тока (в проводниках обмотки статора асинхронных машин эффект вытеснения тока проявляется незначительно из-за малых размеров элементарных проводников, поэтому );

сечение эффективного проводника;

удельное сопротивление материала обмотки при расчётной температуре (для класса нагревостойкости изоляции F расчетная температура ; для медных проводников .)

число параллельных ветвей обмотки,

общая длина эффективных проводников фазы обмотки, м:

,

где средняя длина витка обмотки, м;

число витков фазы.

Среднюю длину витка находят как сумму прямолинейных пазовых и изогнутых лобовых частей катушки:

.

Длина пазовой части равна конструктивной длине сердечников машины: .

Рис. 7 Катушки двухслойной обмотки статора

Длина лобовой части катушки, м:

,

где коэффициент, значение которого берём из табл. [, стр. ] в зависимости от количества полюсов. При ;

средняя ширина катушки, м, определяемая по дуге окружности, проходящей по серединам высоты пазов:

,

где укорочение шага обмотки, .

длины вылета прямолинейной части катушек из паза от торца сердечника до начала отгиба лобовой части, м, [, стр. ].

Соответственно:

Следовательно:

Значит:

Подставив все найденные значения, определим активное сопротивление фазы обмотки статора:

Длина вылета лобовых частей катушки, м:

,

где коэффициент, значение которого берём из табл. [, cтр. ], ;

То есть:

.

Относительное значение:

Находим активное сопротивление фазы обмотки ротора:

,

где сопротивление стержня:

где для литой алюминиевой обмотки ротора .

Здесь полная длина стержня, равная расстоянию между замыкающими кольцами;

сопротивление участка замыкающего кольца, заключенного между двумя соседними стержнями:

Следовательно:

Приводим к числу витков обмотки статора:

Относительное значение:

Индуктивное сопротивление фазы обмотки статора рассчитываем по формуле:

,

где расчётная длина при отсутствии радиальных вентиляционных каналов.

По табл. 8.24 [3, cтр.338] (см. рис. 8.50, е):

,

где

(проводники заполнены пазовой крышкой);

;

;

Тогда

Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния:

,

где и число пазов на полюс и фазу и длина лобовой части витка обмотки.

Поэтому

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния определяем по формуле:

,

в которой находим следующим образом:

,

где коэффициент определяем в зависимости от и отношения . В нашем случае при и по рис. 8.51,д [1, стр.340]

То есть:

Значит:

Соответственно:

Относительное значение:

Индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора:

где по табл. 8.25 (см. рис. 8.52, а, ж):

,

где

.

То есть:

Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния в роторах с литыми обмотками при замыкающих кольцах, прилегающих к торцам сердечника ротора (см. рис. 8.37,б [3]) рассчитывают по формуле:

Имеем

В этой формуле средний диаметр замыкающих колец; коэффициент приведения токов в кольце к току в стержне; и средние высота и ширина колец.

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния обмотки короткозамкнутого ротора:

,

где

По кривым рис. 8.51, а [3, стр. 340] принимаем .

Тогда

Следовательно:

Соответственно:

Приводим к числу витков обмотки статора:

Относительное значение:

Сравнение параметров проектируемого АД, полученных в данном разделе, с теми же параметрами аналога:

Таблица 5

Величина	r1*	x1*	r2'*	x2'*
Проектируемый АД	0,031	0,1	0,02	0,117
Аналог	0,032	0,073	0,018	0,11

2.7 Расчёт потерь

Потери в асинхронных машинах подразделяют на потери в стали (основные и добавочные), электрические, вентиляционные, механические и добавочные при нагрузке.

Основные потери в асинхронных двигателях рассчитывают только в сердечнике статора, так как частота перемагничивания ротора в режимах, близких к номинальному, очень мала и потери в стали ротора даже при больших индукциях незначительны.

Основные потери в стали статоров асинхронных машин определяем по формуле:

где удельные потери в стали, толщиной при индукции и частоте перемагничивания , определяемые по табл. 8.26 [3, стр. 348]. Соответственно для стали 2013 -;

показатель степени, учитывающий зависимость потерь в стали от частоты перемагничивания. Принимаем ;

коэффициенты, учитывающие влияние на потери в стали неравномерности распределения потока по сечениям участков магнитопровода и технологических факторов. Для машин мощностью меньше приближённо можно принять и ;

и индукция в ярме и средняя индукция в зубцах статора, Тл;

и масса стали ярма и зубцов статора, кг:

;

;

высота ярма статора, м:

расчётная высота зубца статора, м;

средняя ширина зубца статора, м:

удельная масса стали, в расчетах принимаем .

То есть:

Соответственно:

Поверхностные потери в роторе:

где удельные поверхностные потери (потери, приходящиеся на поверхности зубцов статора и ротора, определяемые формулой:

.

Здесь коэффициент, учитывающий влияние обработки поверхности головок зубцов ротора на удельные потери (принимаем ). Для определения поверхностных потерь вначале находят амплитуду пульсации индукции в воздушном зазоре над коронками зубцов статора и ротора, :

.

Для зубцов ротора зависит от отношения ширины шлица пазов статора к воздушному зазору:

.

То есть:

.

Для по рис. 8.53 [3, cтр. 349] .

Следовательно:

Соответственно:

Окончательно:

Пульсационные потери в зубцах ротора:

.

Для определения пульсационных потерь вначале находиться амплитуда пульсаций индукций в среднем сечении зубцов для зубцов ротора, :

Массу стали зубцов ротора рассчитаем по формуле:

Соответственно:

Сумма добавочных потерь в стали:

То есть:

Полные потери в стали:

Механические потери на трение в подшипниках и вентиляционные потери в двигателях с радиальной системой вентиляции без радиальных вентиляционных каналов, с короткозамкнутым ротором и вентиляционными лопатками на замыкающих кольцах, :

,

где при . То есть:

Ток холостого хода двигателя:

где - реактивная составляющая тока холостого хода.

При определении активной составляющей холостого хода принимают, что потери на трение и вентиляцию и потери в стали при холостом ходе двигателя такие же, как и при номинальном режиме.

При этом условии:

Электрические потери в статоре при холостом ходе приближенно принимают равными:

То есть:

Следовательно:

Соответственно:

Коэффициент мощности при холостом ходе:

2.8 Расчёт рабочих характеристик

Параметры:

Коэффициент определяем из выражения:

Используем приближенную формулу, так как :

Активная составляющая тока синхронного холостого хода:

При можно использовать приближенный метод, так как в этом случае и .

Тогда

.

Потери, не изменяющиеся при изменении скольжения:

Рассчитываем рабочие характеристики для скольжений принимая предварительно, что .

Рабочие характеристики асинхронного двигателя

Таблица 6

№ п/п	Расчётные формулы	Размерность	Скольжение,
			0.005	0.01	0.015	0.02	0.025	0.03
1	R=a+	Ом	51,347	25,86	17,37	13,12	10,58	8,88	13,127
2	X=b+	Ом	2,783	2,783	2,783	2,783	2,783	2,783	2,783
3	Z=	Ом	51,42	26	17,59	13,42	10,94	9,3	13,42
4		А	7,39	14,6	21,59	28,32	34,74	40,83	28,32
5		-----	0,999	0,994	0,987	0,978	0,967	0,954	0,978
6		-----	0,054	0,107	0,158	0,207	0,254	0,299	0,207
7		А	7,79	14,93	21,73	28,11	34	39,37	28,114
8		А	6,4	7,56	9,4	11,87	14,84	18,2	11,87
9		А	10	16,74	23,69	30,52	37,1	43,38	30,52
10		А	7,538	14,9	22	28,88	35,43	41,65	28,88
11		КВт	8,88	17	24,78	32,05	38,77	44,88	32,05
12		КВт	0,116	0,319	0,638	1,059	1,565	2,14	1,059
13		КВт	0,042	0,163	0,357	0,613	0,923	1,275	0,613
14		КВт	0,044	0,085	0,124	0,16	0,194	0,224	0,16
15		КВт	1,602	1,967	2,519	3,23	4,08	5,039	3,23
16		КВт	7,28	15	22,26	28,8	34,68	39,85	28,8
17		-----	0,82	0,884	0,898	0,899	0,895	0,888	0,899
18		-----	0,773	0,892	0,918	0,921	0,917	0,908	0,921

Сравнение параметров проектируемого АД, полученных в данном разделе, с теми же параметрами аналога (таблица 7):

Таблица 7

Величина
Проектируемый АД	28,8	30,52	0,02	0,921	0,899
Аналог	30	31	0,019	0,9	0,905

Рис. 8

Рис. 9

Рис. 10

Рис. 11

Рис. 12

Рис. 13 Векторная диаграмма асинхронного двигателя

2.9 Расчёт пусковых характеристик

а) Расчёт токов с учётом изменения параметров под влиянием эффекта вытеснения тока (без учёта влияния насыщения от полей рассеяния).

Активное сопротивление обмотки ротора с учётом влияния эффекта вытеснения тока []. По рисунку 8.76 [1, стр.411]:

Приведём расчёт для При литой алюминиевой обмотке и расчётной температуре

По рисунку 8.57 [1, стр.366] при находим .

Глубина проникновения тока:

Коэффициент для круглых стержней находим по отношению площадей всего сечения стержня и сечения, ограниченного высотой , то есть:

где площадь сечения, ограниченного высотой :

,

Где

Соответственно:

Коэффициент общего увеличения сопротивления фазы ротора под влиянием эффекта вытеснения тока:

где

Приведенное сопротивление ротора с учётом влияния эффекта вытеснения тока:

Индуктивное сопротивление обмотки ротора с учётом влияния эффекта вытеснения тока по рис.8.58 [3, стр. 366] при ,

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния с учётом эффекта вытеснения тока:

,

Где

,

,

где коэффициент магнитной проводимости участка паза, занятого проводником с обмоткой.

Следовательно:

Определим изменение индуктивного сопротивления фазы обмотки ротора от действия эффекта вытеснения тока:

то есть:

Соответственно:

Учитывая, что индуктивное сопротивление взаимной индукции с уменьшением насыщения магнитопровода увеличивается, в расчете пусковых характеристик для скольжений , оно может быть принято равным:

,

то есть:

Не внося большой погрешности, в расчетных формулах пусковых режимов пренебрегают сопротивлением . Это оправдано при токах, заметно превышающих номинальный, так как электрические потери в обмотках, возрастающие пропорционально квадрату тока, многократно превышают потери в стали, для учета которых в схему замещения введен параметр .

При этом допущениях коэффициент:

Расчёт токов с учётом влияния эффекта вытеснения тока для

Следовательно:

Аналогично проводим расчёты и для и для критического скольжения, вычисляемого по формуле:

.

Получим

Данные расчётов пусковых характеристик сведены в таблицу 8:

Таблица 8

№ п/п	Расчётные формулы	Размерность	Скольжение s
			1	0,8	0,5	0,2	0,1
1		-	1,873	1,676	1,325	0,838	0,592	0,565
2		-	0,75	0,48	0,21	0,044	0,011	0,009
3		мм	17	20	24	28	29	29
4		-	1,497	1,3	1,121	1,018	0,998	0,997
5		-	1,27	1,165	1,066	1,01	0,999	0,998
6		Ом	0,311	0,285	0,261	0,247	0,245	0,245
7		-	0,77	0,85	0,92	0,97	0,98	0,98
8		-	2,636	2,74	2,83	2,89	2,9	2,9
9		-	0,956	0,971	0,985	0,994	0,996	0,996
10		Ом	1,376	1,398	1,42	1,432	1,434	1,434
11		Ом	0,694	0,741	0,909	1,633	2,86	3,1
12		Ом	2,656	2,678	2,698	2,712	2,715	2,715
13		А	138,44	136,76	133,5	120	96,35	92,142
14		А	140,47	138,8	135,5	121,89	97,87	93,6

б) Расчёт пусковых характеристик с учётом влияния вытеснения тока и насыщения от полей рассеяния.

Расчёт проводим для точек характеристик, соответствующих , при этом используем значения токов и сопротивлений для тех же скольжений с учётом влияния вытеснения тока (таблица 7).

Данные расчётов сведены в таблицу 8. Подробный расчёт приведём для .

Принимаем , тогда средняя МДС обмотки, отнесённая к одному пазу обмотки статора:

где ток статора, соответствующий расчётному режиму без учёта насыщения; число параллельных ветвей обмотки статора; число эффективных проводников в пазу статора; коэффициент, учитывающий уменьшение МДС паза, вызванное укорочением шага обмотки; коэффициент укорочения шага обмотки.

По средней МДС рассчитываем фиктивную индукцию потока рассеяния в воздушном зазоре:

где коэффициент

Следовательно:

По полученному значению определяют отношение потока рассеяния при насыщении к потоку рассеяния ненасыщенной машины, характеризуемое коэффициентом , значение которого находим по кривой рисунка 8.61 [3, стр. 370]: при , .

Значение дополнительного эквивалентного раскрытия пазов статора:

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния при насыщении определяют для статора из выражения:

где проводимость, рассчитанная без учёта насыщения, вызванное насыщением от полей рассеяния уменьшение коэффициента магнитной проводимости рассеяния закрытого паза:

Следовательно:

Коэффициент проводимости дифференциального рассеяния при насыщении участков зубцов статора:

Индуктивное сопротивление обмотки статора с учётом насыщения от полей рассеяния определяем по отношению сумм коэффициентов проводимости, рассчитанных без учёта и с учётом насыщения от полей рассеяния:

Для короткозамкнутых роторов дополнительное раскрытие рассчитываем по формуле:

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния при насыщении определяют для ротора из выражения:

Где

Соответственно:

Коэффициент проводимости дифференциального рассеяния при насыщении участков зубцов ротора:

Для ротора принимаем отношение сумм проводимостей, рассчитанных без учёта влияния насыщения и действия вытеснения тока (для номинального режима) и с учётом этих факторов:

Коэффициент:

Расчёт токов и моментов:

Ток в обмотке ротора:

Соответственно:

Кратность пускового тока с учётом влияния вытеснения тока и насыщения:

Кратность пускового момента с учётом влияния вытеснения тока и насыщения:

Полученный в расчёте коэффициент насыщения:

Таблица 9

№ п/п	Расчётные формулы	Размерность	Скольжение s
			1	0.8	0.5	0.2	0.1
1		-----	1,3	1,25	1,2	1,15	1,1	1.3
2		А	4488	4434	3996	3445	2646	2507
3		Тл	3,427	3,386	3,052	2,631	2,021	1,915
4		-----	0,66	0,68	0,72	0,75	0,87	0,88
5		мм	3,74	3,52	3,08	2,75	1,43	1,32
6		-----	1,29	1,3	1,32	1,335	1,412	1,42
7		-----	1,162	1,197	1,267	1,32	1,531	1,549
8		Ом	1,084	1,094	1,112	1,127	1,187	1,192
9		-----	1,012	1,012	1,012	1,012	1,013	1,013
10		мм	5,95	5,6	4,9	4,375	2,275	2,1
11		-----	2,263	2,268	2,279	2,288	2,355	2,364
12		-----	1,135	1,17	1,238	1,29	1,496	1,514
13		Ом	1,169	1,177	1,194	1,208	1,267	1,272
14		Ом	0,694	0,739	0,9	1,629	2,861	3,1
15		Ом	2,267	2,285	2,321	2,35	2,47	2,48
16		А	160,31	158,25	152,48	132,93	100,55	95,59
17		А	162,35	160,28	154,47	134,69	102	96,96
18		-----	1,156	1,155	1,14	1,105	1,042	1,036
19		-----	5,24	5,17	4,893	4,345	3,29	3,128
20		-----	0,783	1,9	1,189	2,14	2,42	2,4

Рис. 14

Рис. 15

Сравнение параметров проектируемого АД, полученных в данном разделе, с теми же параметрами аналога (таблица 10):

Таблица 10

Величина
Проектируемый АД	2,4	0,783	5,24
Аналог	2,2	1,4	7,5

Анализируя расхождения данных, приведенных в аналоговом двигателе и полученных в результате расчетов, необходимо отметить, что расхождения имеют место в результате приближенного определения электромагнитных нагрузок, приближенного метода расчета, выбора значений по кривым намагничивания, а также из-за различия методик расчета. Как мы увидим далее, при моделировании двигателя будут получены приблизительно такие же результаты, т.е. расчет выполнен верно. Анализируя полученные данные, можно сказать, что проектируемый двигатель не удовлетворяет условиям пуска (мала кратность пускового момента). В связи с этим необходимо наложить ограничение: пуск такого двигателя возможен только на холостом ходу с последующим нагружением. Для увеличения пускового момента нужно принять определенные меры, например, уменьшить сопротивление ротора. Этого можно добиться, сделав паз более глубоким, т. е. необходимо внести изменения в конструкцию двигателя.

2.10 Тепловой расчет

В активных и конструктивных элементах электрических машин выделяются значительные потери, природа и характер которых определяются основными и добавочными (вторичными) процессами. Мощность тепловых потоков, выделяемая во внутренних объемах машины, такова, что для их отвода в окружающую среду создают специальные принудительные системы охлаждения.

Тепловая напряженность машины может быть оценена по мощности потерь, приходящейся на единицу наружной поверхности машины. Однако полная тепловая схема машины представляет собой сложную многомерную тепловую систему. Температурные поля, в общем случае, изменяются по каждой из трех пространственных координат и не остаются постоянными с течением времени.

Температура частей электрической машины зависит от температуры окружающей среды. В связи с неизбежными колебаниями температуры охлаждающей среды принято тепловую напряженность частей электрической машины характеризовать превышением их температуры над температурой охлаждающей среды

где - температура рассматриваемой части электрической машины; - температура охлаждающей среды.

Номинальные данные электрической машины (мощность, напряжение, ток, частота, КПД и др.) обычно относятся к работе машины на высоте 1000 м над уровнем моря при температуре окружающей среды +40 ⁰С.

При длительной работе электрической машины влияние на тепловой режим и нагрев ее отдельных частей оказывают изменение напряжения сети, частоты, нагрузки и другие факторы.

Предельная допускаемая температура для какой-либо части электрической машины определяется как сумма допускаемого превышения температуры, и предельной допускаемой температуры охлаждающей среды +40 ⁰С.

Предельная допускаемая температура подшипников не должна превышать следующих значений: для подшипников скольжения 80 ⁰С (температура масла не должна быть при этом выше 65 ⁰С), для подшипников качения 100 ⁰С.

Тепловой расчет электрической машины включает в себя следующие пункты:

а) расчет превышения температуры внутренней поверхности сердечника статора над температурой воздуха внутри двигателя.

б) перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора.

в) перепад температуры по толщине изоляции лобовых частей.

с) превышение температуры наружной поверхности лобовых частей над температурой воздуха внутри двигателя.

д) среднее превышение температуры обмотки статора над температурой воздуха внутри двигателя.

е) превышение температуры воздуха внутри двигателя над температурой окружающей среды.

ж) среднее превышение температуры обмотки статора над температурой окружающей среды.

з) проверка условий охлаждения двигателя.

Тепловая энергия, выделяемая на элементах машин при ее работе, может вызвать недопустимое повышение температуры активных и конструктивных элементов машины, снижение электрической и механической прочности изоляции обмоток, уменьшение времени безотказной работы машины. Поэтому определение тепловых потоков, расчет изменения температуры в пространстве внутреннего объема и на поверхности охлаждения машины являются важными разделами проектирования электрической машины. Тем не менее, в данном курсовом проекте мы не будем выполнять подробный тепловой расчет в виду его сложности и объемности, а ограничимся лишь приведенным кратким описанием. При этом будем считать, что нагрев частей двигателя находится в допустимых пределах.

2.11 Вентиляционный расчет

При вентиляционном расчете машины определяют количество воздуха, которое необходимо ежесекундно прогонять через машину, и давление (напор), обеспечивающее прохождение требуемого количества воздуха. Одновременно вентиляционный расчет проводится в целях определения рациональной схемы вентиляции, при которой количество охлаждающего воздуха, омывающего рассматриваемую поверхность, не должно быть чрезмерным, а должно соответствовать количеству снимаемого с поверхности тепла и обеспечивать заданный уровень превышения температуры обмоток машины. Воздушный поток обычно отводит все тепло машины, за исключением механических потерь в подшипниках и наружном вентиляторе.

Для вентиляционного расчета необходимо иметь чертежи машины и знать все размеры каналов вентиляционной системы, характеристики воздухопроводов, коэффициенты аэродинамического сопротивления.

В основу метода расчета вентиляционных и гидравлических цепей положена система уравнений, составленных для всех узлов и контуров вентиляционной схемы по аналогии с первым и вторым законами Кирхгофа.

Конечным результатом вентиляционного или гидравлического расчета систем охлаждения является определение номинального напора вентилятора или нагнетательного устройства.

Так же как и тепловой в данной работе мы не выполняем вентиляционный расчет, считая, что напор вентилятора обеспечивает номинальный расход охлаждающей среды при расчетном суммарном сопротивлении всей системы охлаждения.

2.12 Механический расчет

Электрические машины общего назначения в большинстве случаев выполняют с горизонтальным расположением вала. В этом случае вал несет на себе всю массу вращающихся частей, через него передается вращающий момент машины. При сочленении машины с исполнительным механизмом (для двигателя) или с приводным двигателем (для генератора) через ременную или зубчатую передачу, а также и через муфту на вал действуют дополнительные изгибающие силы. Кроме того, на вал могут действовать силы одностороннего магнитного притяжения, вызванные магнитной несимметрией, усилия, появляющиеся из-за наличия небаланса вращающихся частей, а также усилия, возникающие при появлении крутильных колебаний. Правильно сконструированный вал должен быть достаточно прочным, чтобы выдержать все действующие на него нагрузки без появления остаточных деформаций. Вал должен также иметь достаточную жесткость, чтобы при работе машины ротор не задевал о статор. Критическая частота вращения вала должна быть значительно больше рабочих частот вращения машины. При критической частоте вращения вынуждающая сила небаланса имеет частоту, равную частоте собственных поперечных колебаний вала (т.е. наступает явление резонанса), при которой резко увеличиваются прогиб вала и вибрация машины.

Валы изготовляют из углеродистых сталей, преимущественно из стали марки 45. Для повышения механических свойств сталей их подвергают термической обработке.

Размеры вала определяют при разработке конструкции. Валы имеют ступенчатую форму с большим диаметром в месте посадки магнитопровода ротора. Число ступеней вала зависит от количества узлов машины, размещаемых на нем (магнитопровод, коллектор, подшипники, вентилятор, контактные кольца и т.д.). При переходе с одного диаметра вала на другой для предупреждения недопустимой концентрации напряжений в местах переходов должны быть предусмотрены закругления (галтели) максимально возможного радиуса. Отношение радиуса галтели к диаметру вала должно быть больше 0,05. По этой же причине не следует применять отношение диаметров соседних ступеней вала более 1,3. Иногда для фиксации положения пакета магнитопровода ротора на валу предусматривается упорный буртик.

Рис. 16 Эскиз вала асинхронного двигателя

Заключение

В заключение хотелось бы отметить, что поставленная цель курсового проектирования, т.е. освоение основных приемов проектирования трехфазного асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором в принципе была достигнута, хотя и потребовала значительного времени для нахождения оптимальных параметров расчета, поэтому основная вычислительная часть курсового проекта была произведена на ЭВМ.

В ходе расчета каждого раздела курсового проекта осуществлялось сравнения с аналогом проектируемого двигателя. Анализируя расхождения данных, приведенных в аналоговом двигателе и полученных в результате расчетов, необходимо отметить, что расхождения имеют место, в результате приближенного определения электромагнитных нагрузок, приближенного метода расчета, выбора значений по кривым намагничивания и т.п., поэтому это наложило свой отпечаток на рассчитанные данные.

Элементы механической части были выбраны в соответствии с условиями прочности и износостойкости в продолжительном режиме работы.

В результате моделирования спроектированного двигателя были определены характеристики двигателя с параметрами номинального и пускового режима. Есть расхождения с аналогом, что, в принципе, для учебного проектирования допустимо. Основной целью данной работы было познать принцип и основные правила, применяемые при расчёте асинхронных машин серии 4А.

Список литературы

Копылов И.П. Проектирование электрических машин: том 1./Под ред. И.П. Копылова. М.: Энергоатомиздат, 1993.

Копылов И.П. Проектирование электрических машин: том 2./Под ред. И.П. Копылова. М.: Энергоатомиздат, 1993.

Асинхронные двигатели серии 4А: Справ./ А.Э. Кравчик и др. М.: Энергоиздат, 1982. 504 с.

Радин В.И., Брускин Д.Э., Зорохович А.Е., Электрические машины: асинхронные машины. Под ред. И.П. Копылова. М.: Энергоатомиздат, 1988.

Бурков А.Т. Электронная техника и преобразователи. М. Транспорт, 1999. 464 с.

Герман-Галкин С.Г. Компьютерное моделирование полупроводниковых систем. Matlab 6.0. Санкт-Петербург: Корона принт, 2001. 320 с.

Ключев В.И. Теория электропривода. М: Энергоатомиздат, 2001. 704 с.

Размещено на Allbest.ru

...