Расчет трёхфазного асинхронного двигателя мощностью 37 кВт

Размещено на http://www.allbest.ru/

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РОССИЙСКОЙ ФЕДИРАЦИИ

Федеральное государственное автономное образовательное учреждение

высшего профессионального образования

"Санкт-Петербургский государственный университет аэрокосмического приборостроения"

Факультет среднего профессионального образования

Расчет трёхфазного асинхронного двигателя мощностью 37 кВт

Санкт-Петербург 2013

Содержание

Введение

1. Краткое описание конструкции

2. Электромагнитный расчет

2.1 Главные размеры двигателя

2.2 Размеры активной части двигателя

2.3 Обмотка статора

2.4 Обмотка короткозамкнутого ротора

2.5 Магнитная цепь

2.6 Потери и КПД

3. Расчёт рабочих характеристик

4. Расчет пусковых параметров

Заключение

Список использованных источников

Введение

Асинхронный двигатель является преобразователем электрической энергии в механическую и составляет основу большинства механизмов, использовавшихся во всех отраслях народного хозяйства.

В настоящее время асинхронные двигатели потребляют более 40% вырабатываемой электрической энергии, на их изготовление расходуется большое количество дефицитных материалов: обмоточной меди, изоляции, электрической стали и других затрат.

На ремонт и обслуживание асинхронных двигателей в эксплуатации средства составляют более 5 % затрат из обслуживания всего установленного оборудования.

Единая серия асинхронных двигателей 4А на напряжение до 1000 В охватывает диапазон номинальных мощностей от 0,06 кВт до 400 кВт и включает двигатели высот оси вращения от 50 до 355 мм. Двигатели основного исполнения предназначены для работы в условиях умеренного климата, для привода механизмов, не предъявляющих особых требований к пусковым характеристикам, скольжению и другим параметрам. Они рассчитаны для в включения в трехфазную цепь с частотой 50 Гц и напряжениями 220 В; 380 В; 660 В; 220/380 В; 380/660 В.

Основные преимущества асинхронных двигателей:

? оптимальный вариант для многих областей применения;

? высокий КПД;

? все применяемые числа полюсов и конструктивные исполнения;

? возможность особого исполнения по желанию заказчика;

? высокая надежность;

? долгий срок службы;

? легко встраиваемые для решения множества задач;

? высокая удельная мощность;

? значительная скорость вращения;

? простота конструкции;

? сравнительно низкая стоимость;

? небольшие габариты и масса.

Асинхронные двигатели в силу ряда достоинств являются наиболее распространёнными среди всех электрических машин.

трехфазный асинхронный двигатель ротор

1. Краткое описание конструкции

Асинхронные машины получили наиболее широкое применение в современных электрических установках и являются самым распространенным видом бесколлекторных машин переменного тока.

По своей конструкции асинхронный двигатель состоит из двух основных частей, разделенных воздушным зазором: статора и ротора.

Неподвижная часть двигателя - статор, который состоит из корпуса и сердечника с трёхфазной обмоткой. Корпус двигателя отливают из алюминиевого сплава или чугуна, либо делают сварным. Рассматриваемый двигатель имеет закрытое обдуваемое исполнение. Поэтому поверхность его корпуса имеет ряд продольных рёбер, увеличивающих поверхность охлаждения двигателя.

В корпусе расположен сердечник статора. С целью ослабления вихревых токов сердечник делают шихтованным из тонколистовой электротехнической стали обычно толщиной 0,5 мм. Пластины сердечника статора покрыты слоем изоляционного лака, собраны в пакет и скреплены специальными скобами или продольными швами по наружной поверхности пакета. Такая конструкция сердечника способствует значительному уменьшению вихревых токов, возникающих в процессе перемагничивания сердечника вращающимся магнитным полем.

На внутренней поверхности сердечника статора имеются продольные пазы, в которых располагаются пазовые части обмотки статора, соединенные в определённом порядке лобовыми частями, находящимися за пределами сердечника по его торцевым сторонам.

В расточке статора располагается вращающаяся часть двигателя - ротор, состоящий из вала и сердечника с короткозамкнутой обмоткой. Такая обмотка, называемая "беличье колесо", представляет собой ряд медных стержней, расположенных в пазах сердечника ротора, замкнутых с двух сторон короткозамыкающими кольцами. Сердечник ротора также имеет шихтованную конструкцию, но листы ротора не покрыты изоляционным лаком, а имеет на своей поверхности тонкую пленку оксида. Это является достаточной изоляцией, ограничивающей вихревые токи, так как величина их не велика из-за малой частоты перемагничивания сердечника ротора. Короткозамкнутая обмотка ротора в большинстве двигателей выполняется заливкой сердечника ротора расплавленным алюминиевым сплавом. При этом одновременно со стержнями обмотки отливаются короткозамыкающие кольца и вентиляционные лопатки.

Вал ротора вращается в подшипниках качения, расположенных в подшипниковых щитах. Они получили наибольшее распространение, по сравнению с подшипниками скольжения, так как имеют меньший износ, просты в эксплуатации, имеют малые потери на трение, малые размеры и небольшой расход смазочных материалов.

Охлаждение двигателя осуществляется методом обдува наружной поверхности корпуса. Поток воздуха создается центробежным вентилятором, закрытым кожухом. На торцевой поверхности кожуха имеются отверстия для забора воздуха. Двигатели помимо закрытого исполнения могут иметь защищенное исполнение с внутренней самовентиляцией. В подшипниковых щитах этого двигателя имеются отверстия (жалюзи), через которые воздух посредством вентилятора прогоняется через внутреннюю полость двигателя. При этом воздух "омывает" нагретые части (обмотки, сердечники) двигателя. В этом случае охлаждение более эффективно, чем при наружном обдуве корпуса двигателя.

Концы обмоток фаз выводят на зажимы коробки выводов. Обычно асинхронные двигатели предназначены для включения в трёхфазную сеть на два разных напряжения, отличающихся на v3 раз. Выводы обмоток фаз располагают на панели коробки выводов таким образом, чтобы соединения обмоток фаз было удобно выполнять посредством перемычек, без перекрещивания последних.

Монтаж двигателя в месте установки осуществляется посредством лап или фланца. В последнем случае на подшипниковом щите (обычно со стороны выступающего вала) делают фланец с отверстиями для крепления двигателя на рабочей машине.

Для предохранения обслуживающего персонала от возможного поражения электрическим током двигатель снабжают болтами заземления (не менее двух).

2. Электромагнитный расчет

2.1 Главные размеры двигателя

Наружный и внутренний диаметры сердечника статора. По таблице 5.4[1, с. 55] при h=200 мм, 2p=4 и способу защиты IP44 принимаем:

D_1нар.= 349 мм; D₁ = 238 мм.

Предварительные значения КПД и коэффициента мощности заданы: з' = 0,91; cos₁'= 0,9.

Расчетная мощность

P_i = (P_ном.Ч k_E) ? (з'Ч cos₁') , (2.1)

где P_ном. - номинальная мощность, кВт;

k_E - коэффициент мощности, k_E=0,93.

P_i=(37Ч0,93) / (0,91Ч0,9) = 42,015 кВЧА.

Предварительные значения максимально магнитной индукции в воздушном зазоре и линейной нагрузки А₁', при D_1нар.= 349 мм принимаем: B_д'= 0,78 Тл; А₁'=375Ч10² А/м [1, рисунок 5.2, с. 38].

Предварительное значение обмоточного коэффициента: обмотка з двухслойной всыпной, тогда k_об1'= 0,93 [1, с. 57].

Расчетная длина сердечника статора

l_i=(8,66Ч10¹²Ч Р_i)/(k_об1'Чn₁ЧD₁²ЧВ_д'ЧА₁') (2.2)

где k_об1'- обмоточный коэффициент для основной гармоники ЭДС; n₁ - частота вращения, об/мин; D₁ - внутренний диаметр сердечника статора, мм; B_д' - магнитная индукция в воздушном зазоре, Тл; А₁' - линейная нагрузка, А/м.

l_i = (8,66Ч10¹²Ч42,015) / (0,93Ч1500Ч238²Ч0,78Ч375Ч10²) = 157,423 мм,

принимаем l_i =160 мм.

Коэффициент длины

л= l_i / D₁, (2.3) л = 160 / 238 = 0,672,

что укладывается в диапазон рекомендуемых значений л (л = 0,5ч0,8). Принимаем l_i = 160 мм (см. п. 2.3.14).

л = 160 / 238 =0,672.

2.2 Размеры активной части двигателя

Воздушный зазор при h = 200 мм принимаем д = 0,7 мм [1, рисунок 5.3, с. 60].

Наружный диаметр сердечника ротора D₂ = D₁ - 2Чд, (2.4) D₂ = 238 - 2Ч0,7 = 236,6 мм.

Внутренний диаметр сердечника ротора

D_2вн. = 0,33ЧD₂ , (2.5)

D_2вн. = 0,33Ч236,6 = 78,1 мм.

Принимаем D_2вн =78 мм.

Конструктивная длина сердечника статора l₁ = l_i =160 мм.

Число пазов на статоре и роторе Z₁ = 48; Z₂ = 38 , скос не применяем [1, с. 62 - 63], где Z₁ - число пазов статора; Z₂ - число пазов ротора.

Форма пазов на статоре [1,таблица 5.9, с. 64]: трапецеидальные полузакрытые [1, рисунок 5.6а, с. 63]. Форма пазов на роторе [1,таблица 5.10, с. 68]: овальные закрытые [1, рисунок 5.7б, с. 63].

Размеры полузакрытого трапецеидального паза статора:

зубцовое деление статора .

t₁= рЧD₁ / Z₁ , (2.6)

где р - постоянная величина, р = 3,14.

t₁= 3,14Ч238 / 48 = 15,6 мм.

Ширина зубца статора.

b_z1 = ( t₁Ч B_д') / (k_c1ЧB_z1max), (2.7)

где k_c1 - коэффициент заполнения; так как марка стали 2013, h=200 мм способ изолировки листов статора - оксидирование; короткозамкнутого ротора - оксидирование: k_c1=0,97 [1, таблица 5.6, с. 59];

B_z1max - допустимое значение магнитной индукции в зубце статора, Тл,

B_z1max = 1,9 Тл [1, таблица 5.9, с. 64].

b_z1= (15,6Ч0,78) / (0,97Ч1,9) = 6.6 мм.

Высота спинки статора

h_c1 = (0,5Чб_i'Ч ф Ч B_д') / (k_c1Ч B_c1), (2.8)

где б_i - коэффициент полюсного перекрытия; при синусоидальном распределении магнитной индукции в воздушном зазоре двигателя: б_i =2/р ? 0,64; ф - полюсное деление, мм;

ф = (рЧD₁) / 2p, (2.9) ф = (3,14Ч238) / 4=186,8 мм.

B_c1 - допустимое значение магнитной индукции в спинке статора, Тл, B_c1 = 1,55 Тл [1, таблица 5.9, с. 64].

h_c1= (0,5Ч0,64Ч186,8Ч0,78) / ( 0,97Ч1,55 ) = 31,02 мм.

Высота зубца статора

h_z1= 0,5Ч(D_1нар.- D₁) - h_c1 , (2.10) h_z1=0,5Ч(349 - 238) - 31,02 = 70,3 мм.

Наименьшая ширина трапецеидального полузакрытого паза в штампе

b_п1'= t₁"- b_z1 , (2.11)

где t₁" - наименьшее зубцовое деление в статоре, мм;

t₁"= рЧ(D₁+0,2Чh_z1)/Z₁ , (2.12)

t₁"=3,14Ч(238+0,2Ч24,5)/48 = 15,9 мм.

b_п1'=15,9 - 6,6 = 9,3 мм.

Наибольшая ширина трапецеидального полузакрытого паза в штампе

b_п1= t₁'- b_z1 , (2.13)

где t₁' - наибольшее зубцовое деление в статоре, мм;

t₁'=рЧ(D₁+2Чh_z1)/Z₁ , (2.14)

t₁'=3,14Ч(238+2Ч24,5)/48=14,9 мм.

b_п1=14,9 - 6,6 = 8,3 мм.

Принимаем ширину шлица b_ш1=1,5 мм, высоту h_ш1=0,9 мм, угол в=45?, ширина шлица паза статора b_ш1 должна быть такова, чтобы при принятой толщине пазовой изоляции через шлицы можно было уложить в пазы катушки (секции) по одному проводу. Обычно диаметр изолированного провода не превышает d_из.= 1,405 мм, а b_ш1 ? 4,0мм.

Высота клиновой части паза

h_к1=0,5Ч(b_п1'- b_ш1), (2.15)

h_к1=0,5Ч(2 - 1,5) = 1 мм.

Высота паза, занимаемая обмоткой

h_п1 = h_z1 - h_ш1 - h_к1, (2.16) h_п1=24,5 -0,9 - 1 = 68,4 мм.

Размеры закрытого овального паза ротора:

зубцовое деление ротора

t₂ = ( рЧD₂ ) / Z₂ , (2.17) t₂= (3,14Ч236,6) / 38 = 19,5 мм.

Ширина зубца ротора

b_z2= ( t₂ ЧB_д') / (k_c2Ч B_z2max) , (2.18)

где k_c2 - коэффициент заполнения сердечника ротора сталью, k_c2 = 0,97; B_z2max - допустимое значение магнитной индукции в зубце ротора, Тл, B_z2max= 1,8 Тл [1, таблица 5.10, с. 68].

b_z2 = (19,5Ч0,78) / (0,97Ч1,8) = 8,7 мм.

Высота спинки ротора

h_c2= (0,5Чб_i'Ч ф ЧB_д') / ( k_c2ЧB_c2) , (2.19)

где B_c2 - допустимое значение магнитной индукции в спинке ротора, Тл, B_c2 = 1,25Тл [1, таблица 5.10, с. 68]. (так как двигатель небольшой мощности высоту спинки h_c2 принимаем исходя из соображения механической прочности сердечника.

h_c2 = (0,5Ч0,64Ч186,8Ч0,78) / (0,97Ч1,25) = 38,5 мм;

Высота зубца ротора

h_z2 = 0,5Ч(D₂ - D_2вн.) - h_c2 , (2.20) h_z2 = 0,5Ч(236,6- 78,1) - 38,5 = 40,8 мм.

Диаметр в верхней части паза ротора

d_п2'=(рЧ(D₂ - 2Чh_м2) - Z₂Чb_z2) / (Z₂+р), (2.31,02)

где h_м2 - высота мостика, мм, h_м2=0,7 мм.

d_п2'= (3,14Ч(236,6 - 2Ч0,7) - 38Ч8,7)/(38+3,14) = 9,9 мм,

принимаем d_п2' = 7,3 мм.

Диаметр в нижней части паза ротора

d_п2=(рЧ(D₂ - 2Чh_z2) - Z₂Чb_z2) / (Z₂ - р), (2.22)

d_п2=(3,14Ч(236,6 - 2Ч40,8) - 38Ч8,7) / (38 - 3,14)=4,5 мм,

принимаем d_п2 = 4,5 мм.

Расстояние между центрами окружностей овального паза ротора

h₂ = h_z2 - h_м2 - 0,5Ч(d_п2+d_п2') , (2.23)

h₂=40,8 - 0,7 - 0,5Ч(4,5+9,9) = 32,9 мм.

Площадь овального паза в штампе

S_п2 = 0,25ЧрЧ(d_2п²+d_2п'²)+0,5Чh₂Ч(d_п2+d_п2') , (2.24)

S_п2=0,25Ч3,14Ч(4,5² + 9,9²) + 0,5Ч32,9Ч(4,5 + 9,9)=329,7 мм².

2.3 Обмотка статора

Тип обмотки статора - двухслойная всыпная [1, таблица 5.9,с. 64], число параллельных ветвей а₁=2, [1, с. 70], где пазовые стороны одной катушечной группы, расположенные в соседних пазах, занимают q₁ пазов и образуют фазную зону, определяемую углом б.

Число пазов на полюс и фазу q₁ = Z₁ / (2ЧpЧm₁), (2.25) где m₁ - число фаз обмотки статора. q₁ = 48 / (4Ч3) = 4 паза. Шаг по пазам

ф = Z₂ / 2p = 12 пазов;

y₁ < ф = 10 пазов;

k_об1 - обмоточный коэффициент, k_об1= 0,925; k_у1 - коэффициент укорочения, учитывающий уменьшение ЭДС, обусловленное укорочением шага обмотки, k_у1 = 0,966; k_р1 - коэффициент распределения, учитывающий уменьшение ЭДС основной гармоники, обусловленное распределением обмотки в пазах, k_р1=0,938; в - относительный шаг обмотки, в =0,833.

Ток статора в номинальном режиме работы двигателя

I_1ном. = ((Р_ном.Ч10³) / (m_{1 .}Ч U_1ном Ч з_ном Ч cosц_1ном.)), (2.26)

I_1ном. = ((37Ч10³)/(3Ч380Ч0,91Ч0,9)) = 39,629 А.

Число эффективных проводников в пазу статора

u_п = (10-³ЧА₁Чt₁Чa₁) / I_1ном. , (2.27) u_п = (10-³ЧА₁Чt₁Чa₁) / I _{1 ном.}= (10-³Ч375Ч10²Ч15,6Ч2) / 39,629 = 29,5

принимаем u_п = 30 проводников.

Число последовательных витков в обмотке фазы статора

W₁= (p Ч q₁ Ч u_п ) / а₁ , (2.28)

W₁= (2Ч4Ч30) / 2 = 120 витков.

Плотность тока в обмотке статора [1, рисунок 5.11, с. 78]:

Д₁ = 5,3 А/мм² .

Сечение эффективного проводника обмотки статора

q_1эф. = I_1ном. / (а₁ЧД₁) , (2.29) q_1эф. = 39,629/ (2Ч5,3)=3,7 мм².

Площадь поперечного сечения элементарного проводника

q_1эл. = q_1эф. / n_эл. , (2.30)

где n_эл. - количество элементарных проводов в одном эффективном, n_эл.= 3. q_1эл. = 3,7 / 3 = 1,233 мм². По таблице [1, Приложение.1.1, с. 333] принимаем провод с сечением q_1эл. = 1,227 мм² (ближайшее к расчетному); d_1эл.= 1,25 мм; n_эл. = 3; d_из.= 1,33 мм. В соответствии с классом нагревостойкости изоляции F выбираем обмоточный провод марки ПЭТ-155.

Толщина изоляции для полузакрытого паза при двухслойной обмотке и классе нагревостойкости F [1, таблица 5.12, с. 74]: по высоте h_из.= 0,9 мм; по ширине b_из.= 0,8 мм.

Площадь изоляции в пазу [1, таблица 5.12, с. 74]

S_п.из. =0,9 b_п1'+0,8 b_п1 , (2.31) S_п.из. = 0,9Ч4,9+0,8Ч2=6,01 мм².

Площадь паза в свету, занимаемой обмоткой

S_п' = 0,5Ч(b_п1 +b_п1')Чh_п1 - S_п.из. - S_из.пр. , (2.32)

где S_из.пр - площадь межкатушечной прокладки, мм²;

S_из.пр. = 0,4 b_п1+0,9 b_п1' , (2.33)

S_из.пр.= 0,8Ч4,9+0,9Ч2 = 5,72 мм².

S'_п =0,5Ч(4,9+2)Ч68,4 - 6,01 - 5,72 = 224,227 мм².

Коэффициент заполнения паза статора изолированными проводниками k_з1 = (n_п Ч d_из.² )/ S_п' , (2.34) где n_п - число проводников в пазу;

n_п = u_п Ч n_эл , (2.35) n_п = 3Ч30=90 проводников.

k_з1 = (90Ч1,33² ) / 224,227 = 0,71.

Уточнение значения плотности тока в обмотке статора

Д₁ = I_1ном. / (n_эл. Ч q_1эл. Ч а₁), (2.36)

Д₁ = 39,629 / (3Ч1,227Ч2) = 5,383 А/мм².[1,рисунок 5.11, с. 78].

Уточнение значения электромагнитных нагрузок: уточнённое значение линейной нагрузки

A₁ = (I_1ном.Ч u_п Ч Z₁) /(10-³Ч р Ч D₁Ч а₁) , (2.37)

A₁ = (39,629Ч30Ч48) / (10-³Ч3,14Ч238Ч2) = 381Ч10² А/м;

Уточненное значение максимальной магнитной индукции в воздушном зазоре

B_д = Ф /(б_i Ч ф Ч l_i Ч 10-⁶), (2.38)

где Ф - основной магнитный поток, Вб;

Ф = (k_EЧU_1ном.) / (4Чk_BЧf₁ЧW₁Чk_об1), (2.39)

где k_B - коэффициент формы поля,

k_B = р /2v2 = 1,11 [1, с. 57]. Ф = (0,93Ч380)/(4Ч1,11Ч50Ч120Ч0,93) = 0,014 Вб.

B_д = 0,014 / (0,64Ч186,83Ч160Ч10-⁶) = 0,732 Тл,

что соответствует рекомендуемым значениям [1, рисунок 5.2, с. 38].

Размеры катушек статора: среднее зубцовое деление

t_1ср. = рЧ(D₁+h_z1)/Z₁, (2.40) t_1ср. = 3,14Ч(238+24,5)/48 = 17,2 мм.

Средняя ширина катушки

b_1ср. = t_1ср. Ч y_1ср. , (2.41)

где y_1ср -среднее значение шага двухслойной всыпной обмотки y_1ср.=10 пазов

b_1ср. = 15,6 Ч10 = 156 мм.

Средняя длина лобовой части катушки

l_л1 =(1,16+0,14p)Чb_1ср+15, (2.42) l_л1=(1,16+0,14Ч2)Ч156+15=239,6 мм.

Средняя длина витка обмотки статора

l_ср.1 =2Ч( l₁+l_л1 ), (2.43) l_1ср1 =2Ч(160+239,6) = 799,2 мм.

Длина вылета лобовой части обмотки

l_в1 =(0,12+0,15p)Чb_1ср+10, (2.44)

l_в1 =(0,12+0,15Ч2)Ч150+10=75,5 мм.

Активное сопротивление одной фазы обмотки статора, приведенное к рабочей температуре

r₁ = (с_cuЧ10-⁹ЧW₁Чl_1ср.Ч10³) / (n_эл.Чq_1эл.Ча₁), (2.45)

где с_cu - удельное электрическое сопротивление меди при расчетной рабочей температуре [1, таблица 2.1, с. 31] при t = 115?C, с_cu = 24,4Ч10-⁹.

r₁ = (24,4Ч10-⁹Ч120Ч799,2Ч10³)/(3Ч1,094Ч2) = 0,357 Ом.

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния

л_п1=[h₁/(3Чb_п1')]Чk_в+[h₁'/b_п1'+(3Чh_к1)/(b_п1'+2Чb_ш1)+h_ш1/b_ш1]Чk_в', (2.46)

=[31,02,2/(3Ч2)] Ч1+[0,5/2+(3Ч1)/(2+2Ч1,5)+0,9/1,5] Ч1=4,983.

где k_в ; k_в' - коэффициенты, учитывающие укорочение шага обмотки [1, рисунок 5.13, с. 82], k_в = 1; k_в' = 1.

h₁ - высота уложенной обмотки в пазе статора, мм

h₁ = h_z1 - h_ш1 - h_к1 - h₁'- h_из. , (2.47)

где h_ш1 - высота шлица паза статора h_ш1 = 0,9 мм;

h₁'= 0,5 мм [1, таблица 5.12а, с. 74]; h_из. - высота изоляционной прокладки h_из.= 0,9 мм [1, таблица 5.12а, с. 74].

h₁ = 24,5 - 0,9 - 1- 0,5 - 0,9 = 31,02,2 мм .

Коэффициенты воздушного зазора

k_д = k_д1 = 1+(b_ш1/(t₁ - b_ш1+((5Чt₁Чд) / b_ш1))), (2.48)

k_д = k_д1 =1+(1,5/(15,6-1,5+((5Ч15,6Ч0,7)/1,5)))=1,03.

k_б=k_б1Чk_б2 , (2.49)

где k_б2 =1, так как на роторе закрытый овальный паз.

Коэффициент воздушного зазора k_б учитывает влияние зубчатости статора и ротора на магнитное сопротивление воздушного зазора. k_б=1,03Ч1=1,03.

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния обмотки статора

л_д1=(0,9Чt₁Ч(q₁Чk_об1)²Чk_р,т1Чk_ш1Чk_д1) / (дЧk_д), (2.50)

где k_р.т1- коэффициент, учитывающий демпфирующую реакцию токов, наведенных в обмотке короткозамкнутого ротора высшими гармониками поля статора [1, таблица 5.18, с. 82], k_р.т1 = 0,78;

k_д1- коэффициент дифференциального рассеяния обмотки статора [1, таблица 5.19, с. 83], k_д1=0,0062; арр k_ш1 - коэффициент, учитывающий дополнительно к k_б влияние открытия пазов статора на проводимость дифференциального рассеяния.

k_ш1=1 - ((0,033Чb_ш1²) / (t₁Чд)), (2.51)

k_ш1 =1 - ((0,033Ч2,25)/(15,6Ч0,7))=0,085.

л_д1 =(0,9Ч15,6Ч(4Ч0,93)²Ч0,78Ч0,85Ч0,0062) / (0,7Ч1,03)=0,111.

Коэффициент магнитной проводимости рассеяния лобовых частей обмотки статора л_л1=0,34Ч(q₁/l₁)Ч(l_л1 - 0,64ЧвЧф), (2.52)

л_л1=0,34Ч(4/160)Ч(239,6 - 0,64Ч1Ч186,83)=1,02

Коэффициент магнитной проводимости рассеяния обмотки статора

л₁= л_л1+ л_д1+ л_п1, (2.53)

л₁ =4,983+0,111+1,02=6,114.

Индуктивное сопротивление рассеяния одной фазы обмотки статора

х₁=((1,38Чl₁Чf₁ЧW₁²)/(pЧq₁Ч10⁸))Чл₁, (2.54)

х₁=((1,38Ч160Ч50Ч120²)/(2Ч4Ч10⁸))Ч6,114=1,391 Ом.

2.4 Обмотка короткозамкнутого ротора

Рабочий ток в стержне ротора

I_ст.= I₂ = 1,1 Ч cosц_1ном. Ч I_ном.Ч((6ЧW₁Чk_об1)/Z₂), (2.55)

I_ст=1,1Ч0,9Ч39,629Ч((6Ч120Ч0,93)/38)=691,322 А.

Плотность тока в стержне ротора

Д₂ = I_ст. / q_ст. , (2.56)

где q_ст. - сечение стрежня, мм²,

q_ст.= S _п2 =329,7 мм² Д₂ = 691,322 / 329,7 = 2,097 А/мм².

Размеры короткозамкнутого кольца [1, рисунок 5.14, с. 85]:

поперечное сечение кольца

q_кл.=(0,4ЧZ₂Чq_ст.) / 2p, (2.57) q_кл.=(0,4Ч38Ч329,7) / 4=1602,9 мм².

Высота кольца h_кл. = 1,13 Ч h_z2 , (2.38) h_кл. = 1,13 Ч 40,8 = 46,1 мм.

Длина кольца

l_кл.=q_кл. / h_кл. , (2.59) l_кл.=1602,9/ 46,1=27,2 мм.

Средний диаметр кольца

D_кл.ср. = D₂ - h_кл. , (2.60)

D_кл.ср=236,6 - 46,1=190,5 мм.

Активное сопротивление стержня клетки

Расчетная глубина проникновения тока в стержень [1, рисунок 5.15, с. 85]

h_г.п.= h_ст./(1+ц), (2.61)

где h_ст. - высота стержня, мм [1, рисунок 5.15, с. 85];

ц = 1,2 [1, рисунок 5.16, с. 85].

h_ст. = h₂ +0,5Ч d_п2'+0,5Ч d_п2, (2.62)

h_ст.=32,9+0,5Ч9,9+0,5Ч4,5=40,1 мм.

Для определения ц рассчитаем коэффициент о. В начальный момент (S=1) для алюминиевой литой клетки при рабочей температуре 115?С

о₁₁₅=0,064Чh_стvS , (2.63)

где о₁₁₅ - коэффициент, характеризующий степень повышения активного сопротивления клетки ротора; S - скольжение, S = 1.

о₁₁₅= 0,064 Ч 40,1 = 2,566.

По рисунку 5.16 [с. 85] ц=1,6, тогда

h_г.п.= 40,1/(1+1,6) = 15,4 мм.

Ширина стержня на расчетной глубине проникновения тока

b_г.п.= d_п2'- ((d_п2'- d_п2)/h₂)Ч(h_г.п - 0,5Чd_п2'), (2.64)

b_г.п.=9,9 - ((9,9 - 4,5) / 32,9)Ч(15,4 - 9,9/2) = 8,2 мм.

Площадь сечения стержня при расчетной глубине проникновения тока

q_г.п.=0,393Чd_п2'²+(0,5Ч(d_п2'+b_г.п.)Ч(h_г.п - 0,5Чd_п2')), (2.65)

q_г.п.= 0,393Ч9,9²+(0,5Ч(9,9+8,2)Ч(15,4 - 0,5Ч9,9))=133,1 мм².

Коэффициент вытеснения тока в стержне

k_в.т = q_ст. /q_гп, (2.66)

k_в.т=329,7/133,1=2,477.

Активное сопротивление стержня клетки ротора в рабочем режиме (k_в.т=1), приведенное к рабочей температуре 115?C

r _ст.=(с_AlЧl₂Ч10³)/q_ст., (2.67)

где с_Al - удельное электрическое сопротивление литой алюминиевой клетки при расчетной рабочей температуре, ОмЧм, с_Al = 44,9Ч10-⁹ [1, таблица 2.1, с. 31]. l₂ - длина сердечника ротора, мм, l₂ = l₁=160 мм [1, с. 60].

r_ст.=(44,9Ч10-⁹Ч160Ч10³)/ 329,7=2,368Ч10-⁵ Ом.

Активное сопротивление стержня клетки при S=1 с учетом вытеснения тока

r_ст.п.= r_ст.Ч k_в.т , (2.68)

r_ст.п.=2,368Ч10-⁵Ч2,477=5,866Ч10-⁵ Ом.

Активное сопротивление короткозамыкающих колец

r_кл..=(2ЧрЧD_кл.ср.Чс_AlЧ10³)/(Z₂Чq_кл.), (2.69)

где r_кл. - активное сопротивление короткозамыкающих колец, Ом;

r_кл.=(2Ч3,14Ч190,5Ч44,9Ч10-⁹Ч10³)/(38Ч1602,9)=0,123Ч10-⁵ Ом.

Активное сопротивление колец ротора, приведенное к току стержня

r_кл."= r_кл. / k²_пр2 , (2.70)

где k_пр2 - коэффициент приведения тока кольца к току стержня; при Z₂/2р = 38/6 = 9,5>6.

k_пр2 = (2ЧрЧp)/Z₂ , (2.71)

k_пр2 = (2Ч3,14Ч2)/38=0,331. r_кл"=(0,123Ч10-⁵)/0,331² = 0,372Ч10-⁵ Ом.

Центральный угол скоса пазов. Так как скоса пазов на роторе нет [1, с. 86], б_ск.= 0

Коэффициент скоса пазов [1, таблица 5.20, с. 86] k_ск. = 1 для б_ск.= 0.

Коэффициент приведения сопротивления обмотки ротора к обмотке статора

k_пр1 = 4Ч(m₁/ Z₂)Ч((W₁Ч k_об1) / k_ск.)², (2.72)

где m₁ - число фаз обмотки статора, m₁=3.

k_пр1=4Ч(3/38)Ч((120Ч0,93)²/1) = 3,933Ч10³.

Активное сопротивление обмотки ротора, приведенной к обмотке статора:

в рабочем режиме

r₂'= k_пр1Ч(r_ст.+ r_кл."), (2.73)

r₂'=3,933Ч10³Ч(2,368Ч10-⁵+0,372Ч10-⁵)=0,108 Ом.

в начальный момент пуска с учетом вытеснения тока

r_2п'=k_пр1Ч(r_ст.п+r_кл"), (2.74)

r_2п'=3,933Ч10³Ч(5,866Ч10-⁵+0,372Ч10-⁵)=0,245 Ом.

Коэффициент магнитной проводимости рассеяния пазов ротора в номинальном режиме [ш=1]

л_п2=С_л+0,3+((1,12Чh_м2Ч10³)/I₂), (2.75)

где С_л - промежуточный коэффициент [1, с. 87];

С_л=шЧ(((h₂+0,4Чd_п2)/(3Чd_п2'))Ч(1-(рЧd_п2'²)/(8Чq_ст.))²+0,66-(b_ш2/2Чd_п2')), (2.76)

где ш - коэффициент, учитывающий уменьшение проводимости пазового рассеяния при вытеснении тока в процессе пуска [1, с. 87], ш = 1; b_ш2 - высота шлица паза ротора, мм, b_ш2 = 3 (так как пазы ротора закрытые овальные см.п. 2.3.31,02 ).

С_л=1Ч(((32,9+0,4Ч4,5)/(3Ч9,9))Ч(1-(3,14Ч9,9²)/(8Ч329,7)))²+0,66-(3/(2Ч7,3)) = =1,572.

л_п2=1,572+0,3+((1,12Ч0,7Ч1000)/691,322))=3,006.

В начальный момент пуска с учетом вытеснения тока (о₁₁₅ = 2,566; ш = 0,6) [1, рисунок 5.16, с. 85]

л_п2=С_л+0,3+((1,12Чh_м2Ч10³)/I₂), (2.77)

где С_л'- значение промежуточного коэффициента в начальный момент пуска с учетом вытеснения тока;

С_л'=шЧС_л, (2.78)

С_л'= 0,6Ч1,572=0,943.

л_п2'= 0,943+0,3+((1,12Ч0,7Ч1000/691,322))=2,377.

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния

л_д2=(0,9Чt₂Ч(Z₂/6p) ²Чk_д2)/(дЧk_д), (2.79)

где k_д2 - коэффициент дифференциального рассеяния ротора, определяют в зависимости от q₂ [1, рисунок 5.17, с. 88];

q₂=Z₂/(3Ч2p), (2.80) q₂ = 38/(3Ч4) = 3,167,

принимаем k_д2 = 0,009. л_д2=(0,9Ч19,5Ч(38/6Ч3)²Ч0,009)/(0,7Ч1,03)=2,197.

Коэффициент магнитной проводимости рассеяния короткозамыкающих колец клетки ротора

л_кл.=((2,3ЧD_кл.ср)/(Z₂Чl₂Чk_пр2²))Чlg((4,7ЧD_кл.ср)/(2Чh_кл+2Чl_кл)), (2.81)

л_кл.=((2,3Ч190,5)/(38Ч160Ч0,331²))Чlg((4,7Ч190,5)/(2Ч46,1+2Ч27,2))=0,517.

Коэффициент магнитной проводимости рассеяния скоса пазов ротора

л_ск.= 0, так как скоса пазов нет.

Коэффициент магнитной проводимости рассеяния обмотки ротора:

в номинальном режиме

л₂= л_п2+л_д2+л_кл.+л_ск., (2.82)

л₂ = 3,006+2,197+0,517+0 = 5,72.

В начальный момент пуска

л₂=л_п2'+л_д2+л_кл.+л_ск., (2.83)

л₂'=2,377+2,197+0,517+0=5,091,

Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки ротора: в номинальном режиме

х₂ = 7,9Чf₁Чl₂Чл₂Ч10-⁹, (2.84)

х₂=7,9Ч50Ч160Ч5,72Ч10-⁹=0,329Ч10-³ Ом.

В начальный момент пуска

х_2п=7,9Чf₁Чl₂Ч л₂'Ч10-⁹, (2.85)

х_2п=7,9Ч50Ч160Ч5,091Ч10-⁹=0,322Ч10-³ Ом.

Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки ротора, приведенное к обмотке статора:

в номинальном режиме

х₂'= k_пр1Чх₂, (2.86)

х₂'= 3,933Ч10³Ч0,329Ч10-³ = 1,294 Ом.

В начальный момент пуска

х_2п'= k_пр1Ч х_2п, (2.87)

х_2п' = 3,933Ч10³Ч0,322Ч10-³ = 1,266.

2.5 Магнитная цепь

Магнитное напряжение воздушного зазора

F_д=0,8ЧдЧk_дЧВ_дЧ10³, (2.88)

F_д = 0,8Ч0,732Ч1,03Ч0,7Ч10³ = 422,28 А.

Магнитная индукция в зубце статора

В_z1=(В_дЧt₁)/(k_c1Чb_z1), (2.89)

В_z1=(0,732Ч15,6)/(0,97Ч6,6)=1,784 Тл.

k_c1=0,97 [1, таблица 5.6, с. 59]

Напряженность магнитного поля в зубце статора Н_z1 определяем по таблице намагничивания для зубцов стали марки 2013, так как В_z1<1,8 Тл [1, таблица П.2.3, с. 341]

По таблице Приложение.2.3 [1, с. 341] при В_z1=1,784 принимаем Н_z1=1440 А/м.

Магнитное напряжение зубцового слоя статора

F_z1=10-³ЧН _z1Ч h_z1, (2.91)

F_z1 = 10-³ Ч 1440 Ч 24,5 = 35,28 А.

Магнитная индукция в зубце ротора

B_z2=(B_дЧt₂)/(k_c2Чb_z2), (2.92)

B_z2=(0,732Ч19,5)/(0,97Ч8,7)=1,691 Тл.

Напряженность магнитного поля в зубце статора Н_z2 определяем по кривым намагничивания для зубцов стали марки 2013, так как В_z2<1,8 Тл [1, таблица Приложение.2.4, с. 341]: Н_z2 =1110 A/м.

Магнитное напряжение зубцового слоя ротора

F_z2=Н_z2Ч(h_z2 - 0,4Чd_п2)Ч10-³, (2.95)

F_z2 = 1110Ч(40,8,4 - 0,4Ч4,5)Ч10-³ = 43,29 А.

Коэффициент насыщения зубцового слоя статора и ротора

k_мz=(F_д+F_z1+F_z2 ) / F_б , (2.96)

k_мz=(422,28+35,28+43,29) /422,28=1,186.

Магнитная индукция в спинке статора

B_с1=(0,5Чб_iЧфЧB_д)/(k_c1Чh_c1), (2.97)

B_с1=(0,5Ч0,64Ч186,83Ч0,732)/(0,97Ч31,02)=1,454 Тл.

где б_i - коэффициент полюсного перекрытия; при синусоидальном распределении магнитной индукции в воздушном зазоре двигателя: б_i =2/р ? 0,64; (k_c1 см. п. 2.5.2) (h_c1 см. п. 2.2.7)

Напряженность магнитного поля в спинке статора определяем по таблице намагничивания спинки асинхронных двигателей для стали 2013 [1, Приложение.2.2, с. 341] Н_с1=450 А/м.

Длина средней силовой линии в спинке статора

L_c1=рЧ(D_1нар. - h_c1)/2p, (2.98)

L_c1=3,14Ч(349-31,02)/4=249,6 мм.

Магнитное напряжение в спинке статора

F_с1=10-³ЧН_с1ЧL_c1, (2.99)

F_с1=10-³Ч450Ч249,6=112,32 А.

Магнитная индукция в спинке ротора

B_с2=(0,5Ч б_iЧфЧB_д)/(k_c2Чh_c2), (2.100)

B_с2=(0,5Ч0,64Ч186,83Ч0,732)/(0,97Ч38,5)=1,172 Тл.

Напряженность магнитного поля в спинке ротора по таблице намагничивания для спинки асинхронных двигателей [1, Приложение.2.2, с. 341] Н_с2=249 А/м.

Длина средней силовой линии в спинке ротора

L_c2=((р/2р)Ч(D₂ - (2Чh_z2) - h_c2))+ h_c2, (2.101)

L_c2=((3,14/4)Ч(236,6 - (2Ч40,8) - 38,5))+38,5=129,9 мм.

Магнитное напряжение в спинке ротора

F_с2=10-³ЧН_с2ЧL_c2, (2.102)

F_с2=10-³Ч249Ч129,9=32,345 А.

Суммарная МДС на пару полюсов

?F=2ЧF_д+2ЧF_z1+2ЧF_z2+F_c1+F_c2, (2.103)

?F=2Ч422,31,028+2Ч2,254+2Ч43,29+112,32+32,345=1080,189 А.

Коэффициент насыщения магнитной цепи двигателя

k_м=?F/(2ЧF_д), (2.104)

k_м=1080,189/(2Ч422,31,028)=1,279.

Намагничивающий ток статора

I_м=(рЧ?F)/(0,9Чm₁ЧW₁Чk_об1), (2.105)

I_м=(2Ч1080,189)/(0,9Ч3Ч120Ч0,93)=7,17 А.

Главное индуктивное сопротивление обмотки статора

х_m=( k_ЕЧU₁) / I_м , (2.106)

х_m=(0,93Ч380)/7,17=49,289 Ом.

Коэффициент магнитного рассеяния обмотки статора

у_м= х₁/х_m, (2.107)

у_м=1,391/49,289 =0,028.

Так как k_м=1,279 <1,7 и у_м=0,028<0,05, то расчета ЭДС (Е₀) не требуется.

2.6 Потери и КПД

Основные магнитные потери в спинке статора

Р_м.с1=k_м.тЧР_1,0/50ЧВ_с1²ЧG_c1, (2.108)

где k_м.т - технологический коэффициент, учитывающий увеличение магнитных потерь из-за наличия в сердечнике статора дефектов, возникающих при штамповки листов, их сборке и последующей обработке пакетов, k_м.т = 1,7 [1, с. 103];

Р_1,0/50 - удельные магнитные потери, т.е. потери, происходящие в 1 кг стали при перемагничивании с частотой 50 Гц в магнитном поле с индукцией 1,0 Тл,

Р_1,0/50 = 2,5 т / кг [1, с. 103];

G_c1 - расчетная масса спинки статора, кг;

G_c1 = 7,8Ч10-⁶Чl_i Чk_с1Чh_с1ЧрЧ(D_1нар. - h_с1 ) , (2.109) G_c1 = 7,8Ч10-⁶Ч160Ч0,97Ч31,02Ч3,14Ч(349 - 31,02)=37,494 кг. Р_м.с1 = 1,7Ч2,5Ч1,55²Ч37,494=382,837 Вт.

Основные магнитные потери в зубцах статора

Р_м.z1= 1,7Ч Р_1,0/50Ч В_z1²Ч G_z1, (2.110)

где G_z1 - расчетная масса стали зубцового слоя, кг;

G_z1 = 7,8Ч10-⁶Чl_iЧk_с1Ч(h_z1ЧрЧ(D₁+h_z1) - S_п1 Ч Z₁ ), (2.111)

где S_п1 - площадь трапецеидального паза в штампе, мм²;

S_п1 =0,5Ч(b_п1+b_п1')Чh_п1 +0,5Ч(b_п1'+b_ш1 )Чh_к1 + b_ш1Чh_ш1 , (2.112) S_п1 =0,5Ч(4,9+2)Ч22,6+0,5Ч(2+1,5)Ч1+1,5Ч0,9=81,1 мм².

G_z1=7,8Ч10-⁶Ч160Ч0,97Ч(24,5Ч3,14Ч(238+24,5) - 81,1Ч48)=19,734 кг.

Р_м,z1=1,7Ч2,5Ч0,847²Ч19,734=60,169 Вт.

Основные магнитные потери

Р_м=Р_м,с1+Р_м,z1 , (2.113)

Р_м=382,837+60,169=443,006 Вт.

Электрические потери в обмотке статора

Р_э1=m₁ЧI₁²Чr₁, (2.114)

где r₁ - активное сопротивление фазных обмоток статора, приведенных к расчетной рабочей температуре, соответствующей классу нагревостойкости системы изоляции F, примененной в двигателе, Ом; ( см. п. 2.3.19 )

Р_э1=3Ч39,629Ч0,357=1681,96 Вт.

Электрические потери в обмотке ротора

Р_э2=m₂ЧI₂²Чr₂ , (2.115)

где m₂=Z₂ - число фаз обмотки соответствует числу пазов на роторе

r₂ - активное сопротивление фазных обмоток ротора, приведенных к расчетной рабочей температуре, соответствующей классу нагревостойкости системы изоляции, примененной в двигателе, Ом;

r₂=r_ст.+r_кл.", (2.116)

r₂ = (2,368+0,372)Ч10-⁵=2,74Ч10-⁵ Ом. Р_э2=38Ч691,322²Ч2,74Ч10-⁵=497,617 Вт.

Механические потери

Р_мех.= k_тЧ(n₁Ч10-³)²Ч(D_1нар.Ч10-²)⁴, (2.117) где k_т =1, так как 2р=4;

Р_мех.=1Ч(1500Ч10-³)²Ч(349Ч10-²)⁴=333,798 Вт.

Добавочные потери при номинальной нагрузке двигателя

Р_доб. = (0,005ЧР_ном.Ч10³) / з_ном. , (2.118)

Р_доб. = (0,005Ч37Ч10³)/0,91=203,297 Вт.

Суммарные потери

?P = ( P_м+ Р_э1+ Р_э2+Р_мех.+Р_доб.)Ч 10-³ , (2.119)

?P = (443,006+1681,96+497,617+333,798+203,297) Ч 10-³ = 3,16 кВт.

Подводимая к двигателю мощность

Р₁ = Р_ном.+?P, (2.120)

Р₁ = 37+3,16=40,16 кВт.

КПД двигателя

з = Р_ном. / Р₁ , (2.131,02)

з = 37 /40,16= 0,921.

3. Рабочие характеристики

Расчетное сопротивление

R'= r₂'Ч(((r₁/r₂')Ч(1+(x₂'/x_m))²+((x₁/r₂')+(1+(x₂'/x_m))+(x₂'/r₂'))²), (3.1)

R'= 0,108Ч(((0,357/0,108)Ч(1+(1,294/49,289))²+((1,391/0,108)+(1+(1,294/ 49,289))+( 1,294/0,108))²) =69,829 Ом.

Полная механическая мощность

Р₂'=( P₂+Р_доб+Р_мех.), (3.2)

Р₂'=37000+203,297 +333,798 =37537,095 Вт.

Величина А

А = ((m₁ЧU_1ном.²)/(2ЧР₂')) - r₁ , (3.3)

А=((3Ч380²)/(2Ч37537,095)) - 0,357=5,413.

Величина B

B=2ЧA+R', (3.4)

B=2Ч5,413+69,823=80,649.

Номинальное скольжение двигателя

S_ном.=(А - vА² - с₁²Ч r₂'Ч В) / В, (3.5)

где c₁ - коэффициент для определения параллельной преобразованной схемы замещения;

c₁ = 1 + ( х₁ / х_m ), (3.6)

c₁ = 1 + (1,391/ 49,289) = 1,028.

S_ном.= (5,413 - v5,413² - 1,028²Ч0,108Ч80,649 ) / 80,649=0,008.

Эквивалентные сопротивления рабочей цепи схемы замещения:

Активно

r_экв.=с₁Чr₁+(c₁²Чr₂') / S, (3.7)

r_экв.=1,028Ч0,357 +(1,028²Ч0,108)/0,008=14,634Ом.

Индуктивное

х_экв.= с₁Чх₁+c₁²Чх₂', (3.8)

х_экв.=1,028Ч1,391+1,028²Ч1,294=2,797 Ом.

Полное

z_экв.=v r_экв.²+ х_экв.² , (3.9)

z_экв.=v14, 634²+2,797² =14,899 Ом

Коэффициент мощности в рабочей цепи схемы замещения

cos'₂ = r_экв. /z_экв. , (3.10) cos'₂=14,634/ 14,899 =0,982.

Ток в рабочей цепи схемы замещения:

полный ток

I₂" = U_1ном. / z_экв. , (3.11) I₂"= 380 / 14,899=57,254 А.

Активная составляющая тока

I_2а" = I₂"Ч cos₂' , (3.12) I_2а" =57,254Ч0,982=30,046 А

Реактивная составляющая тока

I_2р" = I₂"Ч sin₂' , (3.13)

где sin'₂ - коэффициент мощности в рабочей цепи схемы замещения;

sin₂' = v1 - cos'₂ , (3.14)

sin'₂ = v1 - 0,982² = 0,189.

I_2р" = 57,254Ч0,189 = 10,821 А.

Ток статора:

активная составляющая тока

I_1а =I_0а +I_2а", (3.15)

где I_0а - активная составляющая тока идеального холостого хода, А;

I_0а =(Р_э10+Р_м) / m₁U_1ном., (3.16)

где Р_э10 - электрические потери в обмотке статора в режиме холостого хода, Вт;

Р_э10=m₁ЧI₀'²Чr₁ , (3.17)

где I₀'- предварительное значение тока идеального холостого хода, А [ с. 107 формулы и значения];

I₀'? I_м ? 7,17 А.

Р_э10=3Ч1,17²Ч0,357=55,059 Вт.

I_0а = (55,059+443,006)/(3Ч380)=0,438 А.

I_1а =0,438+30,046=30,484 А.

Реактивная составляющая тока

I_1р = I_0р + I_2р" , (3.18)

где I_0р - реактивная составляющая тока идеального холостого хода, А [с. 117];

I_0р ? I_м ? 7,17А.

I_1р =7,17+ 10,821 = 17,991 А.

Полный ток

I_1ном.= v I_1а²+ I_1р² , (3.19) I_1ном.= v30,484 ²+17,991² = 35,397 А.

Коэффициент мощности

cosц_1ном.' = I_1а / I_1ном. , (3.20)

cosц_1ном. '= 30,484/ 35,397 = 0,861.

Потребляемая двигателем мощность

Р_1ном.= m₁ Ч U_1ном.Ч I_1а , (3.31,02)

Р_1ном.= 3Ч380Ч30,484 = 40659,24 Вт.

Электромагнитная мощность

Р_эм = Р₁ -( Р_м + Р_э1 ) Ч10^-3, (3.22)

Р_эм =40659,24 - (443,006 + 1681,96) Ч10^-3 = 40,657 кВт.

Частота вращения ротора

n₂ = n₁Ч(1 - S_ном. ), (3.23)

n₂=1500Ч(1 - 0,008)=1488 об/мин.

Электромагнитный момент

М_ном.= (9,55ЧР_эм) / n₂ , (3.24)

М_ном.= (9,55Ч40657)/1488=260,094 НЧм.

КПД двигателя

з = Р_ном. / Р_1ном. , (3.25)

з = 37000/40657=0,91.

Критическое скольжение

S_кр=(c₁Чr₂') / (x₁+ c₁Чx₂'), (3.26)

S_кр.= (1,028Ч0,108) / (1,391+1,028Ч1,294) = 0,041.

Перегрузочная способность двигателя

М_max / М_ном.=((S_ном./ S_кр.)+(S_кр../S_ном.)+R_кр.) / (2+R_кр.), (3.27)

где R_кр. - критическое активное сопротивление, Ом;

R_кр.= (2Чr₁ЧS_кр.) / (c₁Чr₂'), (3.28) R_кр.= (2Ч0,357Ч0,041)/(1,028Ч0,108) = 0,264 Ом.

М_max / М_ном.= ((0,008/0,041)+(0,041/0,008)+0,264) / (2+0,264) = 2,467.

В таблице 3.1 приведены результаты расчета рабочих характеристик двигателя.

Рабочие характеристики двигателя представлены на рисунке 3.1.

Таблица 3.1 - Результаты расчёта рабочих характеристик

Расчётная формула	Относительная мощность
	0,25	0,50	0,75	1,0	1,25
Р2 = Рном.ЧР2*, Вт	9250	18500	27750	37000	46250
Рдоб.'= Рдоб.ЧР2*', Вт	12,706	50,824	114,355	203,927	317,652
Р2'= Р2+ Рдоб.'+Рмех+Рмех.щ, Вт	9596,504	18884,622	28198,153	37537,095	46901,45
А = (m1ЧU1ном.2) / (2ЧР2') - r1 ...

Подобные документы

• Проектирование судовых асинхронных двигателей с короткозамкнутым ротором

  Определение главных размеров трёхфазного асинхронного двигателя. Проектирование статора и короткозамкнутого ротора. Расчёт магнитной цепи и намагничивающего тока, параметров двигателя для номинального режима, потерь мощности, КПД, рабочих характеристик.
  
  курсовая работа [511,6 K], добавлен 26.04.2012
  

• Трёхфазные асинхронные двигатели

  Устройство трёхфазного асинхронного двигателя с короткозамкнутым и фазным ротором. Назначение основных конструктивных элементов. Зависимость параметров двигателя от скольжения. Механическая характеристика ТАД и параметры её точек, пуск двигателей в ход.
  
  контрольная работа [308,0 K], добавлен 25.07.2013
  

• Термогазодинамический расчет основных параметров двигателя типа ТВаД

  Определение энергетических, кинематических и геометрических параметров двигателя, газодинамические расчеты его основных узлов. Профилирование ступени компрессора, коэффициенты полезного действия винта и редуктора. Расчёт и формирование облика двигателя.
  
  курсовая работа [7,3 M], добавлен 22.02.2012
  

• Расчет газотурбинного двигателя

  Выбор и обоснование параметров, термогазодинамический расчёт двигателя. Температура газа перед турбиной. Коэффициенты полезного действия компрессора и турбины. Потери в элементах проточной части двигателя. Согласование параметров компрессора и турбины.
  
  курсовая работа [805,0 K], добавлен 10.02.2012
  

• Расчет автотракторного двигателя внутреннего сгорания (прототип ЗИЛ-130)

  Тепловой расчёт двигателя. Определение основных размеров и удельных параметров двигателя. Выбор отношения радиуса кривошипа к длине шатуна. Расчет индикаторных параметров четырехтактного дизеля. Динамика и уравновешивание двигателя внутреннего сгорания.
  
  курсовая работа [396,0 K], добавлен 18.12.2015
  

• Тепловой расчёт двигателя Д-120 и расчет эксплуатационных показателей трактора Т-30А

  Основной расчет параметров действительных процессов двигателя. Тепловой баланс двигателя. Расчет передаточных чисел агрегатов тракторами. Расчет действительных рабочих скоростей двигателя трактора. Определение удельного крюкового расхода топлива.
  
  курсовая работа [757,9 K], добавлен 13.12.2011
  

• Разработка автомобильного двигателя мощностью 90 кВт

  Тенденции автомобильного двигателестроения. Описание конструкции двигателя, его тепловой и динамический расчёт. Прочностной расчет шеек коленчатого вала и шатуна, анализ уравновешенности двигателя, технология проведения работ по его сборке-разборке.
  
  дипломная работа [1,9 M], добавлен 19.11.2012
  

• Тепловой расчет дизельного двигателя

  Расчет эксплуатационной массы трактора, номинальной мощности двигателя и теоретической регуляторной характеристики двигателя. Вычисление процессов газообмена, коэффициента остаточных газов, процесса сжатия и расширения. Определение размеров двигателя.
  
  курсовая работа [195,8 K], добавлен 16.12.2013
  

• Тепловой и динамический расчет двигателя

  Исходные данные для теплового расчета поршневого двигателя внутреннего сгорания. Тепловой, динамический расчет и определение размеров двигателя. Порядок выполнения вычислений параметров поршневого двигателя. Описание устройства воздушного фильтра.
  
  курсовая работа [1,1 M], добавлен 11.09.2009
  

• Расчет автомобильного двигателя ЗИЛ-508.10

  Особенности конструкции и рабочий процесс автомобильного двигателя внутреннего сгорания. Тепловой, динамический и кинематический расчет двигателя. Построение индикаторных диаграмм, уравновешивание двигателя. Расчет и проектирование деталей и систем.
  
  курсовая работа [1,0 M], добавлен 08.02.2012
  

• Турбина турбореактивного двухконтурного двигателя на базе РД-33

  Выбор параметров и термогазодинамический расчет двигателя, согласование работы газогенератора, газодинамический расчет турбин, профилирование лопаток рабочих колес ее первой ступени. Разработка конструкции турбины реактивного двухконтурного двигателя.
  
  дипломная работа [2,7 M], добавлен 12.03.2012
  

• Проектирование вертолетного двигателя

  Краткое описание конструкции проектируемого вертолетного двигателя. Факторы отказов и неисправностей силовой установки. Определение геометрических размеров двигателя. Краткое описание систем. Расчет на прочность. Разработка мероприятий по повышению КПД.
  
  контрольная работа [1023,4 K], добавлен 11.12.2015
  

• Проектирование судового двигателя внутреннего сгорания

  Выбор главных двигателей и основных параметров. Определение суммарных мощностей главных двигателей. Тепловой расчёт ДВС. Динамический расчёт двигателя: диаграмма движущих и касательных усилий. Определение махового момента и главных размеров маховика.
  
  курсовая работа [1,0 M], добавлен 08.12.2010
  

• Расчет рабочего процесса тепловозного двигателя внутреннего сгорания

  Особенности определения основных размеров двигателя, расчет параметров его рабочего цикла, сущность индикаторных и эффективных показателей. Построение расчетной индикаторной диаграммы. Расчет внешнего теплового баланса и динамический расчет двигателя.
  
  курсовая работа [184,3 K], добавлен 23.07.2013
  

• Тепловой и динамический расчет двигателя

  Тепловой расчет и определение основных размеров двигателя. Основные размеры цилиндра и показатели поршневого двигателя. Построение и развертка индикаторной диаграммы в координатах. Расчет и построение внешней скоростной характеристики двигателя.
  
  курсовая работа [961,0 K], добавлен 12.10.2015
  

• Тепловой расчёт двигателя внутреннего сгорания ВАЗ 2103

  Модернизация двигателя внутреннего сгорания автомобиля ВАЗ-2103. Особенности конструкции двигателя: тип, степень сжатия, вид и марка топлива. Тепловой расчет, коэффициент теплоиспользования. Расчет механических потерь и эффективных показателей двигателя.
  
  курсовая работа [452,2 K], добавлен 30.09.2015
  

• Динамический расчёт двигателя

  Динамический расчёт двигателя. Кинематика кривошипно-шатунного механизма. Расчёт деталей поршневой группы. Система охлаждения двигателя. Расчет радиатора, жидкостного насоса, вентилятора. Система смазки двигателя, его эксплуатационная надёжность.
  
  курсовая работа [445,6 K], добавлен 27.02.2013
  

• Турбовинтовой двигатель ТВЗ-117ВМА-СБМ1

  Описание конструкции компрессора турбовинтового двигателя. Расчет его мощности, прочности его элементов: вала ротора и лопатки. Определение удельной теплоемкости продуктов сгорания и воздуха, расхода топлива. Тепловой и газодинамический расчет двигателя.
  
  курсовая работа [2,4 M], добавлен 05.12.2014
  

• Расчет двигателя

  Расчет четырехтактного дизельного двигателя. Внешняя скоростная характеристика дизельного двигателя. Построение диаграммы суммарного вращающего момента многоцилиндрового двигателя. Компоновка и расчет кривошипно-шатунного механизма (КШМ) двигателя.
  
  курсовая работа [1,9 M], добавлен 19.01.2011
  

• Расчет авиационного звездообразного поршневого двигателя с воздушным охлаждением (прототип АИ-14)

  Краткое описание звездообразного поршневого двигателя. Расчет процессов наполнения, сжатия, сгорания, расширения двигателя. Индикаторные и геометрические параметры двигателя. Расчет на прочность основных элементов. Расчет шатуна и коленчатого вала.
  
  курсовая работа [619,4 K], добавлен 21.01.2012
  

• главная
• рубрики
• по алфавиту
• вернуться в начало страницы
• вернуться к началу текста
• вернуться к подобным работам