курсач

Министерство транспорта Российской Федерации
Федеральное агентство железнодорожного транспорта
Омский государственный университет путей сообщения
Кафедра: «Электрические машины и общая электротехника»
Расчёт асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором
Курсовая работа по дисциплине
«Электрические машины и электропривод»
Вариант 15
Выполнил студент: группы 32В
_________ Абишов Е.Г.
Руководительдоцент кафедры ЭМ и ОЭ
___________ Серкова Л.Е.
Омск 2015
Задание
Вариант – 15;
Номинальная мощность Рн = 22 кВт;
Частота сети f = 50 Гц;
Число пар полюсов 2р =6;
Синхронная частота вращения n1 = 1000 об/мин;
Тип обмотки ротора – короткозамкнутая;
Исполнение двигателя по степени защиты – IP23
Способ охлаждения – IC01
Режим работы – продолжительный;
Схема обмотки должна быть рассчитана на соединение Ү/Δ;
Напряжение питающей сети U1Н = 220 В;
Класс нагревостойкости системы изоляции – F.
2
УДК 621.313
Реферат
Курсовая работа содержит 46 страниц, 3 источника, 1 таблицу, 7
графиков, 3 приложения и 1 чертеж.
Электрическая машина, ротор, статор, сердечник, обмотка,
асинхронный двигатель, рабочие характеристики, изоляция, КПД и потери
асинхронного двигателя.
Объектом исследования является короткозамкнутый асинхронный
двигатель формы исполнения IM1081 со степенью защиты IP23 (с
вентиляционным отверстиями в корпусе) и способом охлаждения IC01
(наружная вентиляция).
Целью работы является проектирование асинхронного двигателя с
короткозамкнутым ротором.
В результате работы были определены главные размеры и геометрия
сердечников, произведён расчёт обмоток статора
и ротора, рабочих
характеристик, потерь мощности и КПД, магнитной системы, а также
проведён упрощенный тепловой расчёт.
3
Содержание
Введение. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .5
1 Главные размеры электрической машины. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .6
2 Выбор размеров активной части двигателя .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
3 Расчёт сердечника обмотки статора. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .10
4 Расчёт сердечника и обмотки короткозамкнутого ротора. . . . . . . . . . . . . .20
5 Расчёт магнитной цепи. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26
6 Потери и КПД асинхронного двигателя. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30
7 Аналитический расчёт рабочих характеристик. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
8 Поверочный тепловой расчёт. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40
9 Выбор подшипников…………………………………………………………44
Заключение... . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
Библиографический список . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46
Приложение А
Приложение Б
Приложение В
4
Введение
Проектирование ЭМ – сложная комплексная задача, включающая в себя
расчет и выбор их главных размеров, конструирование деталей и сборочных
единиц с последующей компоновкой ЭМ в целом, требующая знания теории
электрических машин, свойств электротехнических и конструкционных
материалов, технологии их производства.
Электрические машины, как и другие проектируемые изделия, должны
удовлетворять целому комплексу требований.
Технические требования можно обобщить следующим образом: ЭМ
должна надежно работать в условиях, для которых она предназначена, в
течение срока, указанного в технических условиях (ТУ), развивая требуемую
мощность при установленных напряжении, частоте вращения, КПД и других
параметрах. При этом машина должна быть удобной и безопасной в
эксплуатации.
Экономические требования сводятся к экономии труда и материалов на
изготовление ЭМ, к повышению технологичности её конструкции и
снижению стоимости ее изготовления. В эксплуатации свойства машины
определяются её энергетическими показателями, ремонтопригодностью,
экономичностью.
Стандартизация основных параметров электрических машин создает
определенные преимущества при проектировании и изготовлении ЭМ и при
продвижении изделия на товарном рынке. Стандартным значениям должны
отвечать номинальные мощность, напряжение, частота вращения, высота оси
вращения, установочные и присоединительные размеры и т.п.
Асинхронные двигатели с короткозамкнутым ротором широко
используются в промышленности благодаря простоте устройства и
управления, надёжности в эксплуатации, наименьшим массе, габаритам и
стоимости при заданной мощности. Их масса на единицу мощности в
1,5 – 2,0 раза ниже, чем у двигателей постоянного тока.
5
1. Главные размеры электрической машины
Главными размерами асинхронной машины называют внутренний и
наружный диаметры сердечника статора, внутренний и наружный диаметры
сердечника ротора, величину зазора и расчётную длину статора, т.е. длину без
учёта вентиляционных каналов. Главные размеры зависят от ряда факторов:
номинальных данных машины (мощность, частота вращения), высоты оси
вращения, выбранного класса нагревостойкости системы изоляции и других
параметров, значение которых влияет на выбор электрической и магнитной
нагрузки.
Высота оси машины выбирается в соответствии с заданной мощностью
и частотой вращения (числом пар полюсов) по таблице
3[1] для
соответствующей заданию степени защиты.
Номинальная мощность, кВт,
Р=22 кВт.
Синхронная частота вращения, об/мин,
n1=1000 об/мин.
Высота оси вращения, мм,
h=180 мм.
Количество пар полюсов
p=60·f1/n1=60·50/1000=3,
2p=2·3=6
где f1=50 – частота питающего напряжения.
Наружный D1H и внутренний D1 диаметры сердечника статора
выбираются в зависимости от высоты оси машины по данным таблицы 4 [1].
D1H=313 мм;
D1=220 мм;
Предварительными значениями КПД (η`) и коэффициента мощности
(cosφ1`) задаёмся в зависимости от величины номинальной мощности ([1],
рисунок 1,2)
η`=0,89;
cosφ1`=0,86;
6
Расчётная мощность асинхронного двигателя, кВА,
Pi=PHKE/( η` cosφ1`),
где КЕ=Е1/U1=0,95,
Рi=22·0,95/(0,89·0,86)=27,306 КВт
Предварительные значения Вδ` и А1` для двигателей степени защиты
IP23 и способа охлаждения IC01 определяются по рисунку 4.Принятое
предварительное значение А1` следует привести в соответствие с классом
нагревостойкости применяемой системы изоляции (в курсовой работе – F),
умножив на коэффициент КА ([1], таблица 5).
КА =1
Предварительное значение максимальной индукции в воздушном
зазоре, Тл
Вδ`=0,84 Тл
Значение линейной нагрузки, А/м
А1`=37000 А/м
Предварительные значения обмоточного коэффициента двухслойных
обмоток: при 2р=6 Коб1`=0,93.
Расчётная длина сердечника статора, мм,
li=(8,66· 10¹²·Pi)/ (Коб1`· n1· D1²· Вδ`· А1`),
li=(8,66· 10¹²·27,306)/(0,93·1000·220²·0,83·37000)=170 мм
Полученное значение округляется до 5 мм:
li=170 мм
Коэффициент длины двигателя
λ= li/D1
λ =170/220=0,77
Так как коэффициент длины двигателя укладывается в диапазон
(0,5 0,8) , то это означает, что главные размеры выбраны корректно и
рассчитываемая электрическая машина будет рациональной.
2. Выбор размеров активной части двигателя
7
Сердечники статора и ротора набирают из штампованных листов
электротехнической стали толщиной 0,5 мм. Наиболее прогрессивным
является применение холоднокатаной изотропной стали. Благодаря большей
магнитной проницаемости, меньшим удельным потерям, лучшему качеству
поверхности по сравнению с горячекатаной электротехнической сталью
холоднокатаная сталь способствует повышению энергетических показателей
проектируемого двигателя. Рекомендации по применению холоднокатаных
изотропных сталей в асинхронных двигателях приведены в таблице 6.
Способ изолирования и толщина листов влияют на коэффициент заполнения
сердечников сталью Кс: при оксидировании Кс=0,97.
Воздушный зазор между статором и ротором δ существенно влияет на
технико-экономические показатели двигателя. Так, с увеличением зазора δ
возрастает намагничивающий ток статора, что ведёт к снижению КПД и
коэффициента мощности cosφ1` двигателя. При уменьшении зазора
уменьшается намагничивающий ток статора, что способствует повышению
КПД и cosφ1` двигателя. Однако если зазор сделать слишком маленьким, то
резко возрастут добавочные (поверхностные и пульсационные) потери, что
тоже приведёт к снижению КПД двигателя.
Воздушный зазор принимаем по данным двигателей единой серии 4А
([1], рисунок 5).
Воздушный зазор, мм
δ =0,5 мм
Наружный диаметр сердечника ротора, мм,
D2=D1-2 δ,
D2=220-2·0,5=219 мм
Внутренний диаметр сердечника ротора, мм,
D2вн=0,5D2,
D2вн=0,5·220=109,5 мм
Конструктивная длина сердечника статора при отсутствии радиальных
вентиляционных каналов равна его расчётной длине: l1=li.
Длина сердечника ротора равна длине сердечника статора: l2=l1.
Число пазов сердечника статора и ротора в значительной степени
определяет свойства проектируемой машины и трудоёмкость её
изготовления. С увеличением числа пазов в сердечнике форма кривой МДС в
зазоре приближается к синусоиде, что способствует ослаблению высших
гармоник МДС. Это ведёт к улучшению энергетических показателей
машины. Однако чрезмерно большое число пазов ухудшает заполнение пазов
8
медью, усложняет изготовление штампов и снижает их стойкость,
увеличивает трудоёмкость операций, связанных с изолированием пазов и
укладкой обмотки. Одновременно уменьшается сечение зубцов, разделяющих
пазы.
Известно, что в воздушном зазоре машины происходит взаимодействие
магнитных полей основной и высшей гармоник. При этом поля высших
гармоник создают дополнительные синхронные и асинхронные моменты,
которые, накладываясь на основной электромагнитный момент, ухудшают
рабочие и пусковые характеристики двигателя. Значение этих моментов
зависит от соотношения числа пазов статора и ротора.
Оптимальное соотношение числа пазов статора и ротора для
асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором принимаем по
таблице7 [1].
z1/z2=72/58
3.Расчет сердечника и обмотки статора
9
Форма паза статора зависит от параметров машины и выбирается по
рекомендациям ([1]табл. 9). Практическое применение в машинах
переменного тока получили следующие формы пазов сердечника статора:
трапецеидальные полузакрытые ([1]рис. 7, а) и прямоугольные полуоткрытые или
открытые ([1]рис. 7, б, в).
При трапецеидальной форме паза зубцы статора имеют параллельные
стенки и их сечение по высоте паза одинаково. Отсутствие в таких зубцах
участков уменьшенного сечения способствует снижению магнитного
напряжения зубцов; лучшему использованию активной зоны сердечника;
уменьшению пульсации магнитной индукции в зазоре двигателя, магнитного
напряжения воздушного зазора, добавочных потерь. Однако при таких пазах
коэффициент заполнения паза медью невелик. Область применения
полузакрытых пазов определяется областью применения всыпной обмотки
статора, выполняемой из проводов круглого сечения.
Размеры трапецеидального паза выбираем такими, чтобы зубец имел
параллельные стенки.
Зубцовое деление статора, мм,
t1=3, 14·D1/z1,
t1=3,14·220/72=9,599 мм
Рекомендуемые значения магнитной индукции, Тл, при исполнении
двигателя по способу защиты IP23:
Допустимое значение магнитной индукции в зубце статора, Тл
Bz1max=1,9 Тл,
Магнитная индукция в спинке статора, Тл
Bc1=1,6 Тл
Ширину зубца, определяем по допустимому значению магнитной
индукции в зубце статора Bz1max:
bz1=t1· Вδ`/ Kc1· Bz1max,
bz1=9,599·0,84/0,97·1,9=4,375 мм
10
Полюсное деление, мм
τ=3,14·D1/2p,
τ=3,14·220/6=115,192мм
Значение высоты спинки статора hc1 определяется допустимыми
величинами магнитной индукции в спинке статора:
hc1=0,5·αi· τ· Вδ`/( Kc1·Bc1),
hc1=0,5·0,64·115,192·0,84/(0,97·1,6)=19,951 мм
где αi=0,64-расчётный коэффициент полюсного перекрытия
Высота зубца, мм,
hz1=0,5(D1H-D1)-hc1,
hz1=0,5(313-220)-19,951 =26,549 мм
Наименьшая ширина трапецеидального полузакрытого паза в штампе,
мм,
bП1`=t1``-bz1,
где t1``=3,14(D1+0,2·hz1)/z1-максимальное зубцовое деление.
t1``=3,14·(220+0,2·26,549)/72 =9,831 мм
bП1`=9,831-4,375=5,456 мм
Наибольшая ширина паза в штампе, мм,
bП1=t1`-bz1,
t1`=3,14(220+2·26,549)/72 =11,916 мм
bП1=11,916-4,375=7,541мм
Ширина шлица паза, мм,
bШ1=0,5· bП1`+1
bШ1=0,5· 5,456=3,728 мм ≈ 4мм
11
Принемаем:
Высота шлица hШ1=1 мм.
Высота клиновой части паза, мм,
hK1=0,5·(bП1`- bШ1),
hK1=0,5·(5,456-4)=0,728 мм
Площадь поперечного сечения трапецеидального паза в штампе, мм²,
SП1=0,5·(bП1+ bП1`)·hП1+0,5·(bП1`+ bШ1)·hK1+ bШ1·hШ1,
где hП1-высота паза, занимаемого обмоткой,мм
hП1=hz1- hK1- hШ1
hП1=26,549-0,728-1=24,821мм
SП1=0,5·(7,541+5,456)· 24,821+0,5·(5,456+4)· 0,728+4·1=168,741 мм²
По выполненным расчётам изображаем чертёж паза статора, см.
приложение А
Обмотки статора
В ходе проектирования обмотки статора определяем конструктивные
особенности обмотки, геометрические размеры, электрические параметры;
строим развёртку обмотки.
Выбираем всыпные обмотки напряжением до 1000 В, т.к. являются
более технологичными при изготовлении и обеспечивают наиболее
благоприятные условия использования зубцовой зоны статора.
Число пазов на полюс и фазу
q1=z1/2pm1,
где m1=3-число фаз статора,
q1=72/18=4.
Наибольшее применение в трёхфазных асинхронных двигателях
получили шестизонные обмотки с α=60˚.
Полюсное деление машины, измеренное в пазах,
τ=z1/2p,
τ=72/6=12
Шаг обмотки, измеренный в пазах,
y1=β·τ,
12
где β - относительный шаг обмотки; при 2p=6 β=0,833
y1=0,833·12=10
Коэффициент укорочения
Ky1=sin(β·90˚),
Ky1=sin(0,833·90˚)=0,966
Коэффициент распределения
Kp1=(sin(α/2))/(q1sin(α/2q1)),
Kp1=(sin(60/2))/(4·sin(60/2·4))=0,958
Обмоточный коэффициент – один из важных параметров обмотки
статора. Для основной гармоники ЭДС обмоточный коэффициент
Kоб1= Ky1· Kp1,
Kоб1=0,966·0,958=0,925
Номинальный ток статора, А,
I1H=1000·PH/(m1·220· η` cosφ1`),
I1H=1000·22·(3·220·0,89·0,86)=43,55 А
Число эффективных проводников в пазу статора при:
а1=1
UП=3,14D1·0,001·A1`·а1/I1H·z1,
UП=3,14·220·37000·0,001·1/(43,55·72)=8,156≈8
Плотность тока в обмотке статора Δ1 выбираем исходя из того, что с
увеличением Δ1 уменьшается расход обмоточной меди, но одновременно
растёт активное сопротивление обмотки статора, что ведёт к росту
электрических потерь, температуры обмотки, снижению КПД. С
уменьшением Δ1 растёт КПД двигателя и повышается надёжность обмотки
статора за счёт снижения её температуры. По рисунку 10 выбираем значение
Δ1 для, двигателей со степенью защиты IP 23 и способом охлаждения IC 01.
13
Δ1=7
Площадь поперечного сечения эффективного проводника обмотки
статора, мм²,
q1эф`=I1H/ Δ1,
q1эф`=43,55/5=8,71мм²
Число элементарных проводников в витке
nэл=3
Выбираем диаметры и площади поперечного сечения круглых медных
эмалированных проводов марок ПЭТВ и ПЭТ-55, применяемых для всыпных
обмоток: q1эл=2, 903мм², dиз=1,995 мм, d=1,9 мм.
Площадь поперечного сечения элементарного проводника,
q1эл= q1эф`/ nэл
q1эл= 8,71/ 3= 2,83 мм2
Число последовательных витков в обмотке фазы статора
w1=pq1UП/a1
где р=3-число пар полюсов
w1=3·4·8/1=96
Толщину изоляции для полузакрытого паза по высоте и по ширине
определяем по таблице П.2.1,2.2 [1].
Площадь пазовой изоляции Sп.из и прокладок между слоями обмотки с
учётом крышки, закрывающей паз, Sиз.пр определяем по чертежу зубцового
деления с учётом толщины изоляционных прокладок, пользуясь данными
таблице П.2.1,2.3 [1].
Площадь пазовой изоляции,мм2
Sп.из=Δиз(bП1+bП1`+hП1·2),
Sп.из=0,5· (7,541+5,456+24,821·2)=23,177мм²
Площадь прокладок между слоями обмоток,мм2
Sиз.пр= Δиз(bП1+bП1`)·2,
14
Sиз.пр=0,5·(7,541+5,456)·2=12,997мм²
Площадь паза, занимаемая обмоткой статора, мм²,
SП`=SП1- Sп.из- Sиз.пр,
SП`=168,741-23,177-12,997=132,568мм²
Коэффициент заполнения паза обмоткой статора
KЗ=UП·nэл· dиз²/ SП`,
KЗ=8·3·1,995²/132,568=0,72
Коэффициент заполнения паза обмоткой статора входит в необходимый
диапазон (0,70 – 0,72), который является требованием к условию охлаждения
обмотки в машине, следовательно, конструктивные параметры обмотки
выбраны верно.
Уточненная плотность тока в обмотке статора
Δ1= I1H/( nэл·q1эл·а1),
Δ1= 43,55/(3·2,83·1)= 5,13 А/ мм²
Уточненные значения электромагнитных нагрузок,
А1= I1H · UП · z1/(3,14· D1·0,001· а1),
А1= 43,55·8·72/(3,14·220·0,001·1)=36290 А/м
Вδ=Ф/(ai·τ· li ·0,000001)
Вδ=0,011/(0,64·186,83·170·0,000001)= 0,846.
Ф= КЕ·U1н/4· Kф·w·f1·Kоб1 ,
Ф= 0,95·220/4·1,11·50·96·0,925=0,011 Вб.
Размеры мягких катушек статора определяем следующим образом:
среднее зубцовое деление статора, т.е. зубцовое деление, измеренное на
окружности, проходящей по середине высоты зубцов статора, мм,
t1ср=3,14(D1+hz1)/z1,
t1ср=3,14(220+26,549)/72=10,758мм
15
Ширина катушки, мм,
b1= t1ср·y1,
где y1=10-шаг обмотки статора
b1=10,758·10=107,577мм
Средняя длина одной лобовой части катушки, мм,
lл1=(1,16+0,14·p)b1+15,
lл1=(1,16+0,14·3)· 107,577+15=184,972 мм
Средняя длина витка обмотки статора, мм,
l1ср=2(l1+ lл1),
l1ср=2(170+184,972)= 709,945 мм
Длина вылета лобовой части обмотки, мм,
lв1=(0,12+0,15·p)·b1+10,
lв1=(0,12+0,15·3)· 107,577+10=71,319мм
Активное сопротивление фазы обмотки статора, приведённое к
расчётной рабочей температуре, Ом,
r1=ρ·w1· l1ср·1000/(nэл·a1·q1эл),
где ρ=24,4·10-9-удельное сопротивление материала обмотки(меди)
w1=96-числопоследовательно соединенных витков фазы обмотки
r1=24,4·10-9·96 ·709,945·1000/(3·1·2,83)= 0,196Ом
Активное сопротивление в относительных единицах
r1*=r1·I1H/220,
r1*=0,196·43.55/220=0,036
Активное сопротивление не находится из допускаемого интервала (0,02
– 0,03). Пересчет не выполняется так как в дальнейших расчете, КПД
уменьшается в приделах нормы.
16
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора обусловлено
магнитным полем рассеяния, которое состоит из трёх частей: пазового,
дифференциального рассеяния и рассеяния лобовых частей.
Пазовое рассеяние обусловлено магнитным потоком рассеяния,
направленным поперёк паза и сцепленным с расположенными в этом пазу
проводниками. Если обмотка выполнена с укороченным шагом, то
потокосцепление этой обмотки с потоком пазового рассеяния ослаблено.
Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния при
трапецеидальном полузакрытом пазе:
λП1=(h1·Kβ/(3bП1`))+((h1`/bП1`)+(3hK1/(bП1`+2bШ1))+(hШ1/bШ1))·Kβ`,
где Kβ и Kβ` - коэффициенты, учитывающие укорочение шага обмотки,
определяются по рисунку 12.
Kβ `=0,87
Kβ=0,895
λП1=(24.321·0,895)/(3·5.456))+((0,5/5.456)+(3·0.728/(5.456+2·4))+(1/4))·0,87=
=1.768
Дифференциальное рассеяние – это рассеяние, создаваемое высшими
гармоническими составляющими магнитного поля в воздушном зазоре.
Коэффициент проводимости дифференциального рассеяния обмотки
статора
λд1=0,9·t1(q1·Kоб1)Kр. т1·Kш1·Kд1/(δ·Kδ),
где Kр.т1=0,77-коэффициент учитывающий демпфирующую реакцию токов,
Kд1=0,0062-коэффициент дифференциального рассеянья двухслойной
обмотки статора, выбираются по таблице 14 и 15
Kоб1-обмоточный коэффициент для основной гармоники
Kδ-коэффициент воздушного зазора
Kш1=1-0,033· bШ12/( t1/δ),
Kш1=1-0,033·16/(9.599/0,5)= 0,89
При полузакрытых и полуоткрытых пазах статора и полузакрытых
пазах ротора коэффициент воздушного зазора учитывает влияние зубчатости
статора и ротора на магнитное сопротивление воздушного зазора:
Kδ= Kδ1· Kδ2,
Kδ =1.345
17
где Kδ1 и Kδ2-воздушный зазор статора и ротора соответственно
Kδ1=1+(bш1/(t1-bш1+(5·δ·t1/bш1)),
Kδ1=1+(4/(9.599-4+(5·0,5·9.599/4))= 1.345
При закрытых пазах на роторе bШ2 =0, Kδ2=1
Kδ2=1
Kδ=1,345·1=1,345
λд1=0,9·9.599·(4·0,925)·0,77·0,89·0,0062/(0,5·1,345)= 0,202
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния лобовых частей
обмотки статора:
λл1=0,34(q1/l1)·(lл1-0,64βτ),
λл1=0,34·(4/170)·( 184.972-0,64·0,833·115.192)= 0.988
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния обмотки статора:
λ1= λп1+ λд1+ λл1,
λ1=1,768+0,202+0.988=2,959
Индуктивное сопротивление рассеяния одной фазы обмотки статора,
Ом,
x1=(1,58·50·l1·w1²· λ1)/(pq1·108),
x1=(1,58·50·170·96²·2,959)/(3·4·108)= 0,305
в относительных единицах
x1*= x1· I1н / U1н
x1*= 0,305·43.55 / 220= 0,06
Полученное значение находиться в пределах интервала 0,08-0,16,
следовательно расчеты выполнены верно.
Построим схему укладки обмотки:
Полюсное деление: τ=z1/2p=12
18
Шаг обмотки: y= βτ=10
Угол между соседними пазами: γ=360p/ z1=15
Расстояние между пазами: α=120/ γ=8
Каждая фаза состоит из Nкг=2р=6 катушечных групп.
Катушечная группа состоит из Nк=q=4 катушек.
Катушечные группы соединяем в фазы, сохраняя направление тока в
фазе. Наиболее распространенным способом изображения схемы обмоток
является развёртка окружности статора на плоскость, см. приложение 2
4. Расчет сердечника и обмотки короткозамкнутого ротора
Короткозамкнутая обмотка (клетка) ротора АД выполняется из
алюминия путём заливки пазов сердечника ротора, поэтому размеры и форма
19
стержней этой обмотки определяются размерами и формой пазов сердечника
ротора.
Активное сопротивление зависит от размеров стержней клетки,
удельного сопротивления материала, из которого изготовлены стержни
(алюминий), рабочей температуры ротора (115˚С) с учётом вытеснения тока
на поверхность стержня.
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки ротора обусловлено
следующими видами рассеяния магнитного потока: пазовым, лобовым,
дифференциальным (связанным с высшими гармониками поля) и в общем
случае рассеянием скоса пазов ротора.
Форма паза ротора зависит от мощности двигателя, числа пазов 2p и
требуемых пусковых характеристик.
Из ([1]рис.13(а,б)) выбираем пазы овальной формы.
Зубцовое деление ротора, мм,
t2=3,14D2/z2,
t2=3,14· 219/58= 11,862мм
Ширина зубца ротора определяется значением магнитной индукции в
сечении зубца, мм,
bz2=t2Bδ`/Kc2Bz2max,
bz2=11.862·0,84/(0,97·1,9)= 5.13 мм
где Bzmax2=1,9 Тл -допустимое значение магнитной индукции в зубце ротора,
Bc2= 1,35 Тл -магнитная индукция в спинке ротора, (таблица 16 [1] )
Высота спинки сердечника ротора hc2 , мм, определяется допустимым
значением магнитной индукции в спинке ротора Bc2,
hc2=0,5·αi·τ·Bδ`/(Kc2·Bc2),
hc2=0,5·0,64·115.192·0,84/(0,97·1,35)= 38,557мм
Высота зубца (паза) ротора, мм,
hz2=0,5·(D2-D2ВН)-hc2,
hz2=0,5·(219-109.5)- 23.645 =31,105мм
Размеры овальных пазов рассчитываем таким образом, чтобы зубцы
ротора имели параллельные стенки. Для этого диаметры пазов определяем по
формулам:
Диаметр в верхней части паза, мм,
dП2`=(3,14·(D2-2hШ2)-z2bz2)/(z2+1,57),
20
dП2`=(3,14·(219-2·0,5)-58·5.407)/(58 +1,57)=6.212 мм
Диаметр в нижней части паза, мм,
dП2=(3,14·(D2-2 hz2)-z2bz2)/(z2-1,57),
dП2=(3,14·(219-2·31,105)-58 ·5.407)/(58-1,57)= 3,172мм
Расстояние между центрами окружностей овального паза, мм,
h2= hz2-hШ2-0,5(dП2+ dП2`),
где hШ2=(hM2)=0,7 мм-высота шлица (мостика) ротора
h2=31,105-0,5-0,5(3,172 +6.212)=25.713
Площадь поперечного сечения овального паза в штампе, мм²,
SП2=0,125·3,14(dП2²+dП2²`)+0,5·h2(dП2+dП2`),
SП2=0,125·3,14·(3,172 ²+6.212²)+0,5·25.713·(3,172 +6.212)= 139.743мм².
По выполненным расчётам выполняем чертёж паза ротора, см. приложение 3
Номинальный ток в обмотке ротора, А,
I2=1, 1·I1Н·((3·w1·Kоб1·cosφ1`)/(m2·w2·Kоб2)),
где m2=z2=58-число фа ротора
Kоб2=1-обмоточный коэффициент для основной гармоники
w2=0,5-число последовательных витков обмотке фазы ротора
I2=1,1·43.55 ·((3·96· 0,925·0,86)/(58 ·0,5·1))= 378.471А
Рабочий ток в стержне ротора при короткозамкнутой обмотке в
номинальном режиме, А,
Iст=I2
Плотность тока в стержне ротора, А/мм²,
Δ2=I2/qcт,
Δ2= 378.471/ 139.743= 2.708А/мм²
21
qст=SП2
Значения плотности тока ротора находятся в рекомендуемом интервале.
Поперечное сечение короткозамкнутого кольца, мм²,
qкл=0, 4·(z2·SП2/2p),
qкл=0,4·(58·139.743/6) =472.797мм²
Высота кольца, мм²,
hкл=1,2·hz2,
hкл=1,2·31.105=34.215мм²
Длина кольца, мм,
lкл= qкл/ hкл,
lкл=472.797/34.215=13.818мм
Средний диаметр кольца, мм,
Dкл.ср=D2-hкл,
Dкл.ср=219,2-34.215=184.785мм
Активное сопротивление стержня, Ом,
rст=ρ·l2·1000/SП2,
rст=48,78·10-9·170·1000/139.743=0,00004878 Ом;
где ρ=48,78·10-9-удельное сопротивление материала обмотки (алюминия).
Активное сопротивление участка короткозамыкающего кольца между
двумя соседними стержнями при расчётной рабочей температуре 115˚C,
rкл=2π Dкл.ср·1000 ρ/z2·qкл,
rкл=6,28·184.785·1000·48,78·10-9/58·472.797=0,000002065 Ом
Коэффициент приведения тока кольца к току стержня:
Kпр2=2πр/z2,
22
Kпр2=6,28·3/58=0,325
Активное сопротивление колец, приведённое к току стержня, Ом,
rкл``= rкл/ Kпр2²,
rкл``=0,000002065 /0,325²=0,00001955 Ом
Активное сопротивление обмотки ротора, Ом,
r2= (rст+ rкл``)
r2= (0,00004878 +0,00001955)=0,0000789 Ом
Коэффициент приведения сопротивления обмотки ротора к обмотке
статора
Kпр1= (m1/m2) ·(w1Kоб1/w2Kоб2)²,
Kпр1=(3/58)·( 96 ·0,925/0,5·1)²= 1632
Активное сопротивление обмотки ротора, приведённое к обмотке
статора в рабочем режиме,
r2`= Kпр1 (rст+ rкл``),
r2`=1632·(0,00004878 +0,00001955)= 0,129
в относительных единицах
r2*= r2`(I1H/U1H),
r2*=0,129·(43.55/220)= 0,025
Полученное значение находится в рекомендуемо интервале(0,02 – 0,03).
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния
номинальном режиме для овального закрытого паза
λП2=Cλ+( hШ2· bШ2),
где
23
ротора
в
Cλ= [(h2+0,4dП2(1-3,14dП2`/8qст)/3 dП2`)+0,66-bШ2/2 dП2`],
Cλ=[(25.713+0,4·3,172·(1-3,14·6.212/8·139.743)/3·6.212)+0,66-1.5/2·6.212]=
=1,962
λП2= 1,962+( 0,5· 1,5)= 4,333
Коэффициент дифференциального рассеяния ротора определяем по
рисунку 16 [1]:
q2=z2/(3·2p)
q2= 58/(3·6)= 3,222
Kд2=0,009
Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния
λд2=0,9·t2· (z2/6·p)2 ·k д2/( δ·kб)
λд2=0,9·11,862· (58/6·3)2·0,009/(0,5·1,345)= 1,484
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния короткозамыкающих
колец литой клетки ротора
λкл=(2,3Dкл.ср/z2l2 Kпр2²)·log·(4,7Dкл.ср/2hкл+2l2),
λкл=(2,3·184,785/58·170·0,325²)·log·(4,7·184,785/2·34,215+2·170)= 0,134
Общий коэффициент магнитной проводимости рассеяния обмотки
ротора в номинальном режиме
λ2=λП2+λд2+λкл,
λ2=4,333+1,484+0,134 =5,951
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки ротора в номинальном
режиме
x2=7,9·50·l2·λ2·10-9
x2=7,9·50·170·5,951·10-9=0,0003996
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки ротора, приведённое к
обмотке статора в номинальном режиме
x2`=Kпр1·x2,
x2`= 1632·0,0003996=0,652
x2*`= x2`· (I1Н/U1H),
24
x2*`=0,652·(43,55/220)= 0,129
Полученное значение входит в допустимый интервале(0,08 - 0,16).
5 Расчет магнитной цепи
Расчёт магнитной цепи асинхронного двигателя проводим в целях
определения МДС и намагничивающего тока статора, необходимых для
создания в двигателе требуемого магнитного потока. Магнитная система
двигателя представляет собой разветвлённую симметричную магнитную
цепь, содержащую 2p полюсов, поэтому расчёт магнитной цепи ведётся на
одну пару полюсов по средней расчётной линии.
25
Магнитная цепь состоит из пяти
участков: воздушного зазора δ, зубцовых
спинки статора Lc1 и ротора Lc2, поэтому
полюсов ΣF определяется как сумма
перечисленных участков магнитной цепи.
последовательно соединённых
слоёв статора hz1 и ротора hz2,
МДС обмотки статора на пару
магнитных напряжений всех
ΣF=2·Fδ+2·Fz1+2·Fz2+Fc1+Fc2,
Магнитное напряжение в воздушном зазоре, А,
Fδ=0,8·Bδ·δ·Kδ·103
Fδ=0,8·0,846·0,5·1,345·103=455,044А
Зубцовый слой статора. При трапецеидальных полузакрытых пазах
статора магнитная индукция в зубце одинакова по высоте зубца, Тл:
Bz1= Bδ·t1/Kc1·bz1,
Bz1=0,846·9,599 /0,97·4,375 =1,913Тл
По приложения 3 таблица П.3.2 [1] выбираем напряженность
магнитного поля в зубце,
Hz1=2010 А/м
Магнитное напряжение зубцового слоя статора, А,
Fz1=Hz1·hz1·0,001,
Fz1=2010·26,549·0,001=53,364
Зубцовый слой ротора. При овальных полузакрытых и закрытых пазах
зубцы имеют параллельные стенки и магнитная индукция в зубце постоянна,
Тл:
Bz2= Bδ·t2/Kc2·bz2,
Bz2=0,846·11,862/0,97·5,407 =1,913Тл
Так как Bz2<2Тл то напряженность в зубце определяем из приложения 3.2[1]
Hz2=2010А/м
t2(1/3)=3,14·(D2-(4·hz2/3))/z2
t2(1/3)=3,14· (219-(4·31,105/3))/58=9,611
26
Магнитное напряжение зубцового слоя ротора, А,
Fz2=Hz2 (hz2-0, 4·dП2)·0, 001,
Fz2=2010· (31,105-0,4· 3,172)·0,001=59,97А
Спинка статора. Магнитная индукция в спинке статора, Тл,
Bc1=0,5αi·τ·Bδ/(Kc1·hc1),
Bc1=0,5·0,64·115,192·0,846/(0,97·19,951)= 1,611Тл
Зная Bc1 находим напряженность магнитного поля, из приложения 3
таблица П.3.1[1] выбираем,
Hc1=726 Тл
Длина средней силовой линии в спинке статора, мм,
Lc1=(3,14/2p)·(D1Н-hc1),
Lc1=(3,14/6)·( 313-19,951)=153,44 мм
Магнитное напряжение спинки статора, А,
Fc1=Hc1·Lc1·0,001,
Fc1=726·153,44 ·0,001=111,398А
Спинка ротора. Магнитная индукция в спинке ротора
Bc2=0, 5·αi·τ·Bδ/Kc2·hc2,
Bc2=0,5·0,64·115,192·0,846/0,97·23,645=1,359Тл
Напряженность поля Hc2 определяем по таблице намагничивания для
спинки сердечника машины переменного тока приложение 3 таблица П.3.1.
Hc2=349 А/м
Длина средней силовой линии в спинке ротора, мм,
Lc2= [(3, 14/2p)(D2-2·hz2-hc2)]+hc2,
27
Lc2=[(3, 14/6)( 219-2· 31,105- 23,645)]+ 23,645= 93,36мм
Магнитное напряжение спинки ротора, А,
Fc2=Hc2·Lc2·0,001,
Fc2=349· 93,3·0,001=32,583 А
МДС на пару полюсов
ΣF=2· 455,044 +2· 53,364+2· 59,97+ 111,398+ 32,583 = 1281 А
Коэффициент насыщения магнитной цепи двигателя
Kμ=ΣF/2Fδ,
Kμ=1281/2·455,044=1,407
Это значение находится в рекомендуемом интервале
(1,2 1,7) .
Намагничивающий ток, А,
Iμ=p· ΣF/(0,9·3·w1·Kоб1),
Iμ=3·1281/(0,9·3·96·0,925)=16,025 А
Относительно номинального тока
Iμ%= Iμ/I1Н,
Iμ%=16,025/43,55=0,368
Это значение находиться в пределах рекомендуемого интервала 0,18 – 0,35.
Главное
индуктивное
сопротивление
соответствующее основной гармонике, Ом,
xm=KE·U1/ Iμ,
xm=0,95·220/16,025=13,042 Ом
в относительных единицах
xm*= xm·I1Н/U1,
xm*=13,042 ·43,55/220=2,582 Ом
28
обмотки
статора,
Коэффициент магнитного рассеяния обмотки статора
σμ=x1/xm,
σμ= 0,305 / 13,042= 0,023
6. Потери и КПД асинхронного двиготеля.
Потери мощности при преобразовании энергии в электрической
машине, переходящие в тепло, подразделяют на основные и добавочные.
Основные потери - это потери, связанные с основными
электромагнитными и механическими процессами, происходящими в
электрической машине. Основные потери разделяются на магнитные,
электрические и механические.
Основные магнитные потери. Расчётные массы стали, кг:
Спинки статора
29
Gc1=0, 0000078·li·Kc1·hc1·3,14(D1Н-hc1),
Gc1=0,0000078·170·0,97· 19,951 ·3,14(313-19,951)= 23,625 кг
Зубцового слоя
Gz1=0, 0000078·li·Kc1[hz1·3,14(D1+hz1)-SП1·z1],
Gz1=0,0000078·170·0,97[19,951 ·3,14·(220+19,951)- 168,741·72]= 10,823кг
Основные магнитные потери в спинке статора при частоте переменного
тока f1=50 Гц, Вт,
PМ.С1=KМ.Т·P1,0/50·Bc1²·Gc1,
PМ.С1=1,7·2,5·1,611²·23,625 =260,655 Вт
где
Удельные магнитные потери P1,0/50=2,5 Вт/кг.
Основные магнитные потери в зубцовом слое статора, Вт,
PM.Z1= KМ.Т·P1,0/50·Bz1²·Gz1,
PM.Z1=1,7·2,5·1,913²·10,823=168,39 Вт,
где KМ.Т=1,7-технологический коэффициент, учитывающий увеличение
магнитных потерь из-за наличия в сердечнике статора различных дефектов.
Удельные магнитные потери P1,0/50=2,5 Вт/кг.
Основные магнитные потери в асинхронном двигателе, Вт,
PM= PМ.С1+ PM.Z1,
PM=260,655 +168,39 =429,045 Вт
Основные электрические потери в обмотке статора, Вт,
PЭ1=3I1²·r1,
PЭ1=3·43,55²·0,196=1114 Вт
Основные электрические потери в обмотке ротора, Вт,
30
PЭ2=m2·I2²·r2,
PЭ2= 58·378,4712·0,0000789=655,462Вт
Для проверки расчёта электрических потерь в обмотке ротора можно
воспользоваться выражением, Вт,
PЭ2=s·PЭМ,
PЭМ=P1-PM1- PЭ1 – электромагнитная мощность АД, Вт,
P1=3·I1·220·cosφ1 – мощность, подводимая к двигателю из сети, Вт
P1=3·43,55·220·0,86=24720 Вт
PЭМ= 2,472 ·104-655,462-1,114·103 =23180Вт
Основные механические потери, Вт, для АД со степенью защиты IP23 и
способом охлаждения IC01
Pмех=KТ(n1·0,001) 2 ·(D1·0,001) 3 ,
Pмех= 6·(1000·0,001) 2 ·(220·0,001) 3 = 183,986 Вт
Так как D1≤250 и 2p>2 значение коэффициента KТ принимают равным 6
Добавочные потери АД, в соответствии с ГОСТ 11828-75 принимают
равными 0,5% потребляемой двигателем мощности P1 в номинальном режиме
Вт
Pдоб=0,005·P2/η`,
где η`-предварительное значение КПД двигателя
Pдоб=0,005·24720/0,89 =138,871Вт.
Суммарные потери
ΣP=(PM+PЭ1+PЭ2+Pмех+Pдоб),
ΣP=(429,045+1114+655,462+183,986+138,871)= 2522 Вт.
КПД асинхронного двигателя
31
η=1-(ΣP/P1)
η=1-(2522/2472)=0,,
0,89=η`≈ η=0,90
Рассчитанное значение КПД не значительно отличается от
предварительного выбранного. Так как активное сопротивление в
относительных единицах не вошло в допустимое значение.
7. Аналитический расчет рабочих характерискик
Рабочие характеристики АД представляют собой зависимости тока
статора I1 от потребляемой мощности P1, скольжения s, частоты вращения n2,
КПД и коэффициента мощности cosφ1 от полезной мощности двигателя P2.
Для расчёта рабочих характеристик АД мы задаемся рядом значений
коэффициента нагрузки KН=P2/PН, например: 0,25; 0,50; 0,75; 1,0; 1,25. Для
каждого из этих значений рассчитываем требуемые параметры и заносим их в
таблицу7.1. После выполненных расчетов строим рабочие характеристики
АД.
32
Расчётное сопротивление, Ом,
R`=r2`{[(r1/r2)(1+(x2`/xm)]²+[(x1/r2`)(1+(x2`/xm)+(x2`/r2`)]²},
R`=0,129{[(0,196/0,129)(1+(0.652/13,042)]²+[(0,305/0,129)
(1+(0,652/0,129)+(0,652/0,129)]²}= 7,674Ом
Полная механическая мощность, Вт:
P2 = P2 + Pмех + Pдоб .
Значения А и В рассчитываются по следующим выражениям:
A = m1U21н/(2P2) – r1;
B = m1U 21н/P2 + R = 2A + R.
Скольжение при различных нагрузках двигателя определяют по
формуле:
S ≈ [А -
А 2 - с 2 r  В ]/В .
1 2
где с1 = 1+х1/xm = 1+ 0,305/ 13,042= 1,023 - комплексный коэффицент.
Эквивалентные сопротивления рабочей цепи схемы замещения
определяются выражениями, Ом:
rэкв = c1r1 + c21r2/s;
xэкв = c1x1 + c21x2;
z
экв
 r2  x2 .
экв
экв
Ток в рабочей цепи схемы замещения, А:
I2 = U1н/zэкв.
Приведенное значение тока обмотки ротора, А:
I2 = c1 I2.
Коэффициент мощности в рабочей цепи схемы замещения:
cos2 = rэкв/zэкв.
Активная составляющая тока ротора, А:
I2а  = I2 cos2.
Реактивная составляющая тока ротора, А:
33
I2р = I2 sin2.
Активная составляющие тока статора идеального холостого хода, А:
I0a = (m1Iµ2r1 + Pм)/m1U1н .
Реактивная составляющие тока идеального холостого хода, А:
I0р  I .
Активная составляющая тока статора, А:
I1a = I0a + I2а .
Реактивная составляющая тока статора, А:
I1р = I0р + I2р .
Ток статора асинхронного двигателя, А:
I1 =  I21a + I21р .
Коэффициент мощности асинхронного двигателя:
cos1 = I1а/I1.
Потребляемая двигателем мощность, кВт:
P1 = m1U1н I1а103 .
Частота вращения ротора, об/мин:
n2 = n1(1  s).
Электромагнитный момент, Нм:
M эм = 9,55Pэм103/ n2
Критическое скольжение:
sкр  c1r2/(x1 + c1x2);
sкр  1,023· 0,129·/( 0,305+ 1,023· 0,652) = 0,135.
Сопротивление Rкр определяют по формуле:
Rкр = 2r1sкр/c1r2;
Rкр = 2·0,196·0,135/1,023·0,129 = 0,403 Ом.
Перегрузочная способность АД при постоянных параметрах схемы
замещения рассчитывается по уравнению:
34
max
H
H
КР
КР
H
КР
КР
M /M =((S /S )+( S / S )+R )/(2+ R )
max
H
M /M =((0,045/0,135)+( 0,135/ 0,045)+0,403)/(2+ 0,403)=1,561
Таблица 7.1 - Расчет рабочих характеристик двигателя
Значения коэффициента нагрузки
Значения
Ед.изм.
P2
Вт
Pдоб`
Вт
P2`
Вт
A
B
0
0,25
0,5
0,75
1
1,25
0
9250
18500
27750
37000
46250
0
8,679
34,718
78,115
138,871
216,986
140,554
9399,233
27968,67 37279,42
46607,54
516,333
7,528
18675,2
7
3,692
1,04 10  4
22,73
1,306 10  4
9,07 10
2,4
1,752
1,362
15,057
12,474
11,177
10,397
0,019
0,031
0,045
0,066
3
s
Rэкв
Ом
Xэкв
Ом
Zэкв
Ом
1,033 10 3
15,05
7,298
4,62
3,202
2,235
0,995
0,995
0,995
0,995
0,995
0,995
1,033 10 3
15,083
7,365
4,726
3,353
2,447
1
0,998
0,991
0,978
0,955
0,914
0,213
14,586
29,87
46,554
65,621
89,918
0,213
14,554
29,596
45,51
62,663
82,145
2,053 10  4
0,962
4,036
9,803
19,478
36,572
1,092
15,433
30,475
46,389
63,542
83,024
16,025
16,987
20,061
25,828
35,502
139,649
16,062
22,95
36,485
53,095
72,788
98,282
0,068
0,672
0,835
0,874
0,873
0,845
1,01 10 4
2,01 10
3,06 10
4,19 10
4
4
4
cosf2`
I2``
А
I2a``
А
I2p``
А
I1a
А
I1p
А
I1
А
cosf1
Окончание таблицы 7,1
720,539
P1
Вт
КПД
Pэ1
Вт
Pэм
Вт
5,48 10 4
0
0,908
0,92
0,906
0,882
0,844
151,601
309,515
782,214
1,65 10
3,11 10
5,67 10 3
3
3
139,894
9446,962
35
18902,22 28531,25 38395,52
48690,47
n2
об/мин
Mэм
Н·м
999,869
990,921
981,004
969,493
955,076
933,74
1,336
91,045
184,012
281,047
383,925
497,991
Рабочие характеристики построены на рисунках 7,1; 7,2; 7,3; 7,4; 7,5;
7,6; 7,7.
36
37
38
8 Поверочный тепловой расчет
Для обеспечения надёжной работы электрической машины в течение
установленного срока службы необходимо, чтобы температура отдельных
частей машины (обмотки, магнитопровода и т.п.) не превышала допустимых
значений, установленных стандартом. Задача теплового расчёта состоит в
определении превышения температуры отдельных частей машины.
39
Результаты расчётов показывают правильность выбора электромагнитных
нагрузок и подтверждают целесообразность применения в машине
электроизоляционных материалов выбранного класса нагревостойкости
При поверочном расчёте использованы средние значения различных
коэффициентов, характерные для АД.
Коэффициент теплоотдачи с поверхности сердечника статора αi, Вт/
(мм²·˚C), определяем по рисунку 20 из методического указания.
α1=0,00014 Вт/(мм²·˚C)
Коэффициент K, учитывающий долю потерь в сердечнике статора,
передаваемых воздуху внутри двигателя, определяем по таблице 19.
K=0,78
Коэффициент Kθ определяет отношение значений удельной
электрической проводимости меди при расчётной рабочей температуре и при
максимально допустимой температуре в соответствии с классом
нагревостойкости: для класса нагревостойкости F Kθ=1,07
Превышение температуры внутренней поверхности сердечника статора
над температурой воздуха внутри двигателя, ˚C,
Δθпов1=K·((KθPЭ1· (2l1/lср1) +PM1)/ (3,14D1·l1· α1)),
Δθпов1= 0,78·((1,07·1114· (2·170/884,892)+ 709,945)/ (3,14·220·170· 0,000107))=
62,052˚C
Периметр поперечного сечения условной поверхности обмотки статора,
˚C,
П1=2hП1+bП1`+bП1,
П1=2·24,821+5,456+7,541=62,64 мм
Среднее значение эквивалентного коэффициента теплопроводности
изоляции обмотки в пазу λэкв, учитывающего воздушные прослойки, для
изоляции класса F составляет 0,00016 Вт/(мм²·˚C).
Эквивалентный коэффициент теплопроводности изоляции провода λ` экв
определяем по рисунку 21.
λ`экв=0,00011 Вт/(мм²·˚C)
Перепад температуры в изоляции части пазовой обмотки статора, ˚C,
40
Δθиз1=K[Kθ·PЭ1·(2l1/lср1)/(z1·l1·П1)]·((CП1/λэкв)+((bП1+bП1`)/16·λэкв)),
Δθиз1= 0,78·[1,07·1114·(2·170/709,945)/(72 ·170·62,64)]·((0,5/0,00016)+
((5,456+7,541)/16·0,00016))= 2,245˚C
+
где CП1-односторонняя толщина изоляции в пазу статора, мм (таблица П.2.1)
Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей
обмотки статора над температурой воздуха внутри двигателя, ˚C,
Δθл1= K(Kθ·PЭ1·(2l1/lср1)/(6,28·D1·lв1·α1)),
Δθл1= 0,8·(1,07·1114·(2·170/709,945)/(6,28·220·71,319·0,00011))= 45,949˚C
Периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения
лобовой части катушки обмотки статора, мм,
Пл1=2hП1+bП1`+bП1,
Пл1=2·24,821+5,456+7,541=62,64мм
Перепад температуры в изоляции лобовой части обмотки статора, ˚C,
Δθиз.л1= Kθ·(PЭ1·(2l1/lср1)/(2·z1·lл1·Пл1))·((CП1/λэкв)+(hП1/12 λ`экв)),
Δθиз.л1=0,87· (1,07·1114·(2·170/709,945)/(2·72·184,972·62,64))·((0,5/0,00016)+ +(
24,821/12· 0,00011))= 0,834˚C
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой
воздуха внутри двигателя, ˚C,
Δθ1`= (Δθпов1+ Δθиз1) (2l1/lср1) + (Δθл1+ Δθиз.л1) (2lл1/lср1),
Δθ1`=(62,052+2,245)·(2·170/709,945) +
(45,949+0,834)·(2·184,972·709,945)= 55,171˚C
Электрические потери в лобовых частях обмотки статора, Вт,
Pэл.л1=Kθ·PЭ12lл1/lср1,
Pэл.л1= 1,07·1114·2·184,972/709,945=621,406 Вт
41
Электрические потери в пазовых частях обмотки статора, Вт,
Pэл.п1=Kθ·PЭ12l1/lср1,
Pэл.п1=1,07·1114·2·170/709,945=571,108Вт
Суммарные потери (за исключением
отводимые в воздух внутри двигателя, Вт:
потерь
в
подшипниках),
ΣPв=ΣP`-(1-K)(Pэл. л1+PM),
ΣPв= 2355-(1-0,87)(621,406+429,045)= 2123 Вт
где
ΣP`= ΣP-(Kθ-1)(PЭ1+ PЭ2),
ΣP`=2478-(1,07-1)(1114+655,462)= 2355 Вт
Условная поверхность охлаждения двигателя, мм²,
Sдв=3,14D1Н(l1+2lв1),
Sдв=3,14·313(170+2·71,319)= 307400мм²
Среднее превышение температуры воздуха внутри двигателя над
температурой охлаждающей среды, ˚C,
Δθв=ΣPв/ (Sдв·αв),
где αв=0,0011 Вт/(мм²·˚C)
Δθв= 2123/(307400·0,0011)= 6,113˚C
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой
охлаждающей среды, ˚C,
Δθ1= Δθ1`+ Δθв,
Δθ1=55,171+6,113=61,283˚C
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой
охлаждающей среды не превышает допустимого значения с учетом
окружающей среды,
42
Δθ1<115 ˚C.
9.Выбор подшипников
Определим размер выступающего конца вала электродвигателя:
43
М max 630 Н м 
Диаметр - d 65 мм;
1
Длина - l 140 мм.
1
Выберем подшипник для выступающего вала:
Тип – роликоподшипники радиальные с короткими цилиндрическими
роликами (средняя широкая серия) по ГОСТ 8328-75;
Условное обозначение подшипника – 2613;
D 140 мм;
B 48 мм;
r 3,5 мм;
C 149 кН;
C 123,5 ккН;
0
n 4000 об/мин.
Выберем подшипник для не выступающего вала:
Тип – шарикоподшипники радиальные однорядные по ГОСТ 8338-75
(средняя серия);
Условное обозначение подшипника – 313;
D 140 мм;
B 33 мм;
r 3,5 мм;
C 71,3 кН;
C 55,6 кН;
0
n 4000 об/мин.
Заключение
В данной курсовой работе были рассчитаны: статор, ротор,
намагничивающий ток, потери, рабочие характеристики, тепловой расчет.
44
Практически все основные параметры данных разделов находятся в
интервалах, которые были указаны в использованной литературе для
выполнения данной курсовой работы.
На основании полученных результатов были изображены: обмотка
статора, паз статора, паз ротора, рабочие характеристики, а также начерчен
эскиз асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором.
Данный расчет может быть использован для решения различного рода
задач, связанных с разработками и использованием асинхронных двигателей,
которые должны удовлетворять целому комплексу требований.
Паспортные данные асинхронного двигателя:
Тип 4АН180М6У3;
где А – асинхронный двигатель,
Н – исполнение IP23
180 – высота оси вращения вала мм,
М – установочный размер по длине станины(средний)
6 – число полюсов,
УЗ – климатическое исполнение, для умеренного климата.
Характеристики двигателя:
3 Ф – 50Hz – питание от трехфазной сети, с частотой 50 Гц.
Δ/Ү 220/380 – при соединении по схеме «треугольник», линейное
напряжение сети должно быть 220 В, при соединении по схеме «звезда» 380В.
0.22 KW – номинальная мощность двигателя, кВт.
1000 r/min – номинальная частота вращения, об/мин.
КПД – 0,89% - коэффициент полезного действия.
Cos φ 0,617 – коэффициент мощности.
Кл. изол. F – класс изоляции, предельная температура при длительном
режиме работы – 155
IP23 – степень защиты.
Библиографический список
45
1.Авилов В. Д. Расчет асинхронного двигателя с короткозамкнутым
ротором: Учебное пособие / В. Д. Авилов, Л. Е. Серкова. 3-е изд., перераб.;
Омский гос. ун-т путей сообщения. Омск, 2014. 94 с.
2.Копылов И. П. Электрические машины/ И. П. Копылов. М.:
Энергоатомиздат, 2004. 360с.
3.Проектирование электрических машин / Под ред. И. П. Копылова. М.:
Высшая школа, 2011. 757 с.
46