Министерство образования и науки РФ ФГБОУ ВО АНГАРСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ Кафедра электроснабжения промышленных предприятий Допускаю к защите Руководитель __________________ Арсентьев О.В. Фамилия И.О. ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА к курсовой работе по дисциплине ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ МАШИНЫ На тему: Проектирование асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором. Вариант № 7 Выполнил обучающийся группы ________ шифр подпись Самойлов В.В. Фамилия И.О. Нормоконтролер подпись _______ ___________ Арсентьев О.В. Фамилия И.О. Курсовой проект защищен с оценкой______________ Ангарск 2023 СОДЕРЖАНИЕ Изм. Лист Разраб. Провер. Т. Контр. Н. Контр. Утверд. № докум. Подпись Дата Лит. Лист Листов 1 ВЫБОР ГЛАВНЫХ РАЗМЕРОВ ДВИГАТЕЛЯ 1.1 Число пар полюсов 2р = 6 Гдеf1- частота напряжения,f1 = 50 Гц n1 - синхронная частота вращения,n1 = 1000об/мин. 1.2 Высота оси вращенияh, значение наружного диаметраDa Рис. 1. Высота оси вращения h двигателей различных мощности и частоты вращения Для двигателя с P2H= 7,5 кВт высота оси вращения (предварительно) по рис. 1 h=150 (мм). Принимаем стандартное ближайшее значение h=160 (мм); соответствующее стандартное значение наружного диаметра Da= 272 мм. 1.3 Внутренний диаметр статора D = Da∙ KD = 272 ∙ 0,72 = 195,84 мм принимаем D = 0,197м, ГдеKD- отношение диаметров статора, зависящее от числа полюсов 2p: при 2p = 6 значениеKD лежит в пределах0.7…0.72, выбираем значение . Таблица 2 - Значения коэффициента KDв зависимости от числа полюсов 2р 2 4 6 8 KD 0,52÷0, 60 0,62÷0, 68 0,70÷0, 72 0,72÷0,75 1.4 Полюсное деление 𝜏= 𝜋 ∙ 𝐷 3,14 ∙ 0,197 = = 0,103 м 2𝑝 2∙3 1.5 Расчетная мощность 𝑃′ = 𝑃2𝐻 ∙ 𝐾𝑒 7,5 ∙ 0,965 = = 9,3 кВт 𝜂 · 𝑐𝑜𝑠𝜑 0,89 ∙ 0,87 гдеP2H- номинальная мощность P2H= 7,5 кВт где Ке - отношение ЭДС обмотки статора к номинальному напряжению, определяемое по рис. 2; η, cosφ - КПД и коэффициент мощности двигателя в номинальном режиме, определяемые предварительно по рис. 3 для ближайшего по мощности серийного двигателя Ке=0,948; cosφ= =0,87 и η =0,89 Рис. 2. Значения коэффициента kЕасинхронных двигателей Электромагнитные нагрузки (предварительно по рис.4): А =30 ∙ 103 A/M;Bϭ= 0,78 Тл. Рис. 3. Электромагнитные нагрузки асинхронных двигателей со степенью защиты IP44 при высоте оси вращения: а – h≤132 (мм); б – h=150÷250 (мм). Расчетная длина воздушного зазора 𝑙𝛿 = 𝑃′ 9,3 = = 0,094 м 𝐷2 ∙ 𝛺1 ∙ 𝐾𝐵 ∙ 𝐵𝛿 ∙ 𝐴 ∙ 𝐾об1 0.1962 ∙ 104.72 ∙ 1.11 ∙ 0.78 ∙ 30 ∙ 103 ∙ 0.96 принимаемlϭ = 0,1м где Ω1=2∙π∙n1/60 = 2 ∙ 3.14 ∙ 1000/60 = 104.72 рад/c- синхронная угловая скорость вращения двигателя; Kв- коэффициент формы поля, предварительно принимаемКв= 1.11; Для машин мощностью до 15 кВт обмотка статора выбирается однослойная; в машинах большей мощности применяется двухслойная обмотка. Предварительное значение обмоточного коэффициента k′об1 выбирают в зависимости от типа обмотки статора: для однослойных обмоток k′об1=0,95÷0,96; для двухслойных при 2р=2 принимают k′об1=0,90÷0,91 и при большей полюсности k′об1=0,91÷0,92. Выбранный обмоточный коэффициент для однослойной обмотки k′об1=0,96.Bϭ- индукция в воздушном зазоре, предварительно принимаемBϭ= 0.78 Тл; А – линейная нагрузка, предварительно принимаем А = 33∙103 A/M Приlϭ≤ 0.25 мдвигатели выполняют без радиальных и аксиальных вентиляционных каналов, при этом сердечники статора и ротора представляют собой пакеты из листовой стали, для которой принимаем Критерий правильности выбора главных размеровDиlϭ 𝜆= 𝑙𝛿 0,1 = = 0,97 𝜏 0,103 2. Определение числа пазов, витков и сечения провода обмотки статора Рис. 4. Зубцовые деления статоров асинхронных двигателей с обмоткой из круглого провода с высотами оси вращения: 1 – h≤90 (мм); 2 – 90<h<250 (мм); 3 – h≥280 (мм). 2.1 Возможные числа пазов статора находятся в диапазоне 𝑍1 = 𝜋∙𝐷 𝜋∙𝐷 3.14 ∙ 0.197 3.14 ∙ 0.197 … = … = 47.3 … 55.9 𝑡𝑍1𝑚𝑎𝑥 𝑡𝑍1𝑚𝑖𝑛 0.013 0.011 принимаемZ1 = 54 гдеt1max, t1min- предельные значения зубцового деления статора, которые определяются из промежуткаt1 = 0.011…0.013 м;m1 = 3 – число фаз статора. При этом число пазов на полюс и фазуq1 = Z1/2∙P∙m1 =54/2∙3∙3=3 2.2 Окончательное значение зубцового деления статора 𝑡𝑍1 = 𝜋∙𝐷 3.14 ∙ 0.197 = = 0.011 м 2 ∙ 𝑝 ∙ 𝑚1 ∙ 𝑞1 2∙3∙3∙3 2.3 Номинальный фазный ток статора 𝐼1𝐻 = 𝑃2𝐻 ∙ 103 7,5 ∙ 103 = = 14,5 𝐴 𝑚1 ∙ 𝑈1𝐻 ∙ 𝜂 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 3 ∙ 220 ∙ 0.89 ∙ 0.88 ГдеU1H- номинальное фазное напряжение обмотки статора,U1H=220 B 2.4 Число эффективных проводников в пазу 𝑢𝑛1 𝜋 ∙ 𝐷 ∙ 𝐴 3.14 ∙ 0.197 ∙ 33 ∙ 103 = = = 26,07 𝐼1𝐻 ∙ 𝑍1 14,5 ∙ 54 Принимаем а=1, тогда un1=a·u’n= ≈26 проводников; число un1 округляют до ближайшего целого (значение а выбирают из приемлемого ряда чисел (2p/a = целое число так, чтобы u’n получилось близким к целому числу). Число параллельных ветвей а может быть определено в зависимости от числа полюсов 2р: при 2р=2 (а=1, 2); 2р=4 (а=1, 2, 4); 2р=6 (а=1, 2, 3, 6); 2р=8 (а=1, 2; 4, 8). 5 Окончательные значения величин: - число эффективных проводников в пазу un1=26; - число витков фазы обмотки статора 𝜔= 𝑢𝑛1 ∙ 𝑍1 26 ∙ 54 = = 234 2 ∙ 𝑎 ∙ 𝑚1 2 ∙ 1 ∙ 3 - линейная токовая нагрузка 𝐴= 2 ∙ 𝐼1𝐻 ∙ 𝜔 ∙ 𝑚1 2 ∙ 14,5 ∙ 234 ∙ 3 = = 32,9 ∙ 103 𝐴/м 𝜋∙𝐷 3.14 ∙ 0.197 - магнитный поток: Ф= 𝐾𝑒 ∙ 𝑈1𝐻 0.965 ∙ 220 = = 4,2 ∙ 10−3 Вб 4 ∙ 𝐾в ∙ 𝜔 ∙ 𝑓1 ∙ 𝐾об1 4 ∙ 1.11 ∙ 234 ∙ 50 ∙ 0.957 где Коб1 = Ку1 ∙ Кр1 – обмоточный коэффициент. Для однослойной обмотки коэффициент укорочения Ку=1. Для двухслойной обмотки коэффициент укорочения определяется по формуле Ку1=sin(β1∙π/2), где β1 – укорочение шага (β1=0,79÷0,83). Значение коэффициента распределения Кр1 определяется по табл. 3. Для однослойной обмотки с q=6 по табл. 5 Кр1=0,957. Индукция в воздушном зазоре: 𝑝 ∙ Ф 3 ∙ 8.2 ∙ 10−3 𝐵𝛿 = = = 0,784 Тл 𝐷 ∙ 𝑙𝛿 0.197 ∙ 0.1 Значения А и Bб находятся в допустимых пределах (рис. 4). Если полученные значения А и Bб выходят за пределы рекомендуемой области более чем на ±5%, следует принять другое значение числа un путем изменения числа параллельных ветвей а. . Предварительное значение плотности тока в обмотке статора 𝐴𝐽1 195 ∙ 109 𝐽1 = = = 5.8 𝐴/мм2 3 𝐴 33.4 ∙ 10 гдеAJ1 = 195 ∙ 109 𝐴2 /𝑀3 . Площадь поперечного сечения эффективного проводника (предварительно): 𝑞эф = 𝐼1𝐻 14,5 = = 2,48мм2 𝑎 ∙ 𝐽1 1 ∙ 5.8 ∙ 106 dэф= √ 4𝑞эф 𝜋 =√ 4 ·2,48 3.14 = 1,77мм если dэф>1,7 (мм), то эффективные проводники делят на элементарные nэл По таблице находим диаметр изолированного dиз = 1.585 мм и неизолированного d = 1.5 мм провода. Выбираем круглый медный провод марки ПЭТВ Окончательное значение плотности тока в обмотке статора 𝐽1 = 𝐼1𝐻 14,5 = = 2,25 А/мм2 𝑎 ∙ 𝑞эл ∙ 𝑛эл 1 ∙ 1.767 ∙ 3 . РАСЧЕТ РАЗМЕРОВ ЗУБЦОВОЙ ЗОНЫ СТАТОРА И ВОЗДУШНОГО ЗАЗОРА Предварительные значения ширины зубца 𝑏𝑍1 = 𝐵𝛿 ∙ 𝑡𝑍1 0.784 ∙ 0.011 = = 4.6 мм 𝐵𝑍1 ∙ 𝐾𝑐 1.9 ∙ 0.97 и высоты ярма статора Ф 8.2 ∙ 10−3 ℎ𝑎 = = = 15.5 мм 2 ∙ 𝐵𝑎 ∙ 𝑙с𝑚1 ∙ 𝐾𝑐 2 ∙ 1.6 ∙ 0.17 ∙ 0.97 , гдеBZ1- индукция в зубце статора, принимаемBZ1= 1.9 Тл; Bα- индукция в ярме статора, принимаемBα= 1.6 Тл; Kc – коэффициент заполнения пакета сталью, Kc = 0.97; . Паз статора. Размеры паза в штампе: ℎп = 𝑏1 = 𝐷𝑎 − 𝐷 272 − 196 − ℎ𝑎 = − 15.5 = 22,5 мм 2 2 𝜋 ∙ (𝐷 + 2 ∙ ℎш − 𝑏ш ) − 𝑍1 ∙ 𝑏𝑍1 3.14 ∙ (196 − 2 ∙ 1 − 3.7) − 54 ∙ 4.6 = = 7,2 мм 𝑍1 − 𝜋 54 − 3.14 𝑏2 = 𝜋 ∙ (𝐷 + 2 ∙ ℎп ) 3.14(196 + 2 ∙ 22.5) − 𝑏𝑍1 = − 4.6 = 9,6 мм 𝑍1 54 ℎпк = ℎп − (ℎш + 𝑏1 − 𝑏ш 7.2 − 3.7 ) = 22.5 − (1 + ) = 19,8 мм 2 2 гдеhш - высота паза, приh ≥ 160мм hш1= 1 мм; bш - ширина паза, при 2p ≥ 2 bш1= 3.7 мм. . Размеры паза в свету с учетом припуска на сборку (табл. 8): 𝑏1′ = 𝑏1 − 𝛥𝑏п = 7.2 − 0.2 = 7 мм 𝑏2′ = 𝑏2 − 𝛥𝑏п = 9.6 − 0.2 = 9,4 мм ′ ℎпк = ℎпк − 𝛥ℎ = 19.8 − 0.2 = 19,6 мм где для h=160 (мм) – Δbп=0,2 (мм), Δhп=0,2 (мм) Площадь поперечного сечения паза для размещения проводников обмотки: 𝑠П′ 𝑏1′ + 𝑏2′ ′ 7 + 9.4 = · ℎпк − (𝑆из + 𝑆пр ) = ∙ 19.6 − 24.7 = 136 мм2 2 2 Площадь поперечного сечения прокладок для однослойной обмотки Sпр=0; Площадь поперечного сечения корпусной изоляции в пазу: Sиз = bиз ∙ (2hn + b1 + b2) = 0.4 ∙ (2 ∙22.5+ 7.2 + 9.6) =24.7мм2 где односторонняя толщина изоляции в пазу bиз=0,4 (мм) – по табл. 9. Контролем правильности размещения обмотки в пазах является значение коэффициента заполнения паза: 2 𝑑из ∙ 𝑢п ∙ 𝑛эл 1.5852 ∙ 13 ∙ 3 кз = = = 0,72 𝑠п′ 136 В современном электромашиностроении kз должен быть в пределах 0,69÷0,71 для двигателей с 2р= 2 и kз=0,72÷0,74 для двигателей с 2р≥4. Полученное в расчете значение kз=0,74 допустимо для механизированной укладки обмотки. РАСЧЕТ КОРОТКОЗАМКНУТОГО РОТОРА Воздушный зазор между статором и ротором: для двигателя с внутренним диаметром статора D = 197 мм принимаем𝛿= 0,38 мм. Число пазов ротора: Число пазов ротора (по табл. 10) Z2 = 44. Внешний диаметр ротора: D2 = D – 2 ∙ δ = 197 – 2 ∙ 0.38 = 195,24 мм Длина магнитопровода ротора: lст1=lст2 = lδ= 170 мм Зубцовое деление ротора: 𝜋 ∙ 𝐷2 3.14 ∙ 195.24 𝑡2 = = = 13,8 мм 𝑍2 44 Внутренний диаметр ротора равен диаметру вала, так как сердечник ротора непосредственно насаживается на вал: Dj DB≈Kв Da 0.23 272 62.56 мм 60 мм Kв=0,23 (по табл. 11) Ток в стержне ротора: I2 = Kj ∙ I1н ∙ vj = 0.904 ∙ 29.68 ∙ 15.268 = 409,66 A Kj- коэффициент, учитывающий влияние намагничивающего тока и сопротивление обмоток; Kj 0,2 0,8 cos 0,2 0,8 0,88 0,904 ; vj- коэффициент приведения тока ротора к обмотке статора; 2 ∙ 𝑚1 ∙ 𝜔 ∙ 𝐾об1 2 ∙ 3 ∙ 234 ∙ 0.957 𝑣𝑗 = = = 7,632 𝑍2 ∙ 𝐾𝑐𝑘 44 ∙ 1 пазы ротора выполняем без скоса – Kск=1. Площадь поперечного сечения стержня (предварительно): 𝑞𝑛 = 𝐼2 409.66 = = 163,86 мм2 𝐽2п 2.5 где плотность тока в стержне литой клетки: J2п= 2,5 А/мм2 Для высоты оси h=160 (мм) выбираем закрытый грушевидный паз ротора (рис. 10). ′ Принимаем bш=1,5 (мм); hш=0,7 (мм); ℎш = 0,3 (мм) (рис. 10, б). Допустимая ширина зубца: 𝑏𝑍2 = 𝐵𝛿 ∙ 𝑡2 ∙ 𝑙𝛿 0.784 ∙ 13.8 ∙ 170 = = 6.42 мм 𝐵𝑍2 ∙ 𝑙стт ∙ 𝐾𝑐2 1.8 ∙ 170 ∙ 0.97 Принимаем BZ2= 1,8 (Тл) по табл. 7, KC2=0,97 по табл. 8. Размеры паза ′ ) 𝜋 ∙ (𝐷2 − 2 ∙ ℎш − 2 ∙ ℎш − 𝑍2 ∙ 𝑏𝑍2 𝑏1 = = 𝜋 + 𝑍2 3.14 ∙ (195.24 − 2 ∙ 0.7 − 2 ∙ 0.3) − 44 ∙ 6.42 = = 7.18 мм 3.14 + 44 𝑍 𝑏2 = √ 𝜋 𝑏12 ∙ ( 2 + ) − 4 ∙ 𝑞𝑛 𝜋 2 𝑍2 𝜋 ℎ1 = − 𝜋 2 = √ 7.182 ∙ ( 44 3.14 + 3.14 44 3.14 2 − ) − 4 ∙ 163.86 3.14 = 3.44мм 2 𝑍2 44 ∙ (𝑏1 − 𝑏2 ) = ∙ (7.18 − 3.44) = 26.2 мм 2∙𝜋 2 ∙ 3.14 После расчета размеры паза следует округлить до десятых долей миллиметра и уточнить площадь сечения стержня qс. Рассчитаем площадь поперечного сечения стержня: 𝜋 1 ∙ (𝑏12 + 𝑏22 ) + ∙ (𝑏1 + 𝑏2 ) ∙ ℎ1 = 8 2 3.14 1 = ∙ (7.22 + 3.42 ) + ∙ (7.2 + 3.4) ∙ 26.2 = 163.8 мм2 ≈ 164 мм2 8 2 𝑞𝑐 = Пазы спроектированного двигателя с короткозамкнутым ротором показаны на рис.11. Плотность тока в стержне: 𝐽2 = 𝐼2 409.66 = = 2.5 ∙ 106 𝐴/м2 −6 𝑞𝑐 163.84 ∙ 10 Уточняем ширину зубцов ротора: ′ 𝑏𝑍2 ′ ) 𝐷2 − 2 ∙ (ℎш + ℎш 195.24 − 2 ∙ (0.7 + 0.3) =𝜋∙ − 𝑏1 = 3.14 ∙ − 7.2 = 6.5 мм 𝑍2 44 ′′ 𝑏𝑍2 =𝜋∙ 𝐷2 − 2 ∙ ℎп2 + 𝑏2 195.24 − 2 ∙ 32.5 + 3.4 − 𝑏2 = 3.14 ∙ − 3.4 = 6.5 мм 𝑍2 44 где полная высота паза: ′ ℎп2 = ℎш + ℎш + 𝑏1 𝑏2 7.18 3.44 + ℎ1 + = 0.3 + 0.7 + + 26.2 + = 32.5 мм 2 2 2 2 Принимаем b1=7.18 (мм); b2=3.44 (мм); h1=26,2 (мм). При небольшом расхождении ′ ′′ размеров 𝑏𝑍2 и 𝑏𝑍2 в расчете магнитного напряжения зубцов ротора используется ′ ′′ средняя ширина зубца 𝑏𝑍2 = (𝑏𝑍2 + 𝑏𝑍2 )/2. При заметных расхождениях расчет проводят так же, как для трапецеидальных зубцов ротора ′ ′′ Принимаем ширину зубцов ротора bZ2≈ 𝑏𝑍2 ≈ 𝑏𝑍2 = 6,5 (мм). Короткозамыкающие кольца. Площадь поперечного сечения кольца: 𝑞кл.п = 𝐼кл 962 = = 452 мм2 6 𝐽кл 2.13 ∙ 10 𝐼кл = ∆= 2𝑠𝑖𝑛 𝐼2 409.66 = = 962 𝐴 ∆ 0.426 𝑎𝑍 𝜋𝑝 3.14 ∙ 3 = 2𝑠𝑖𝑛 = 2𝑠𝑖𝑛 = 0.426 2 𝑍2 44 𝐽кл = 0.85 ∙ 𝐽2 = 0.85 ∙ 2.5 ∙ 106 𝐴/м2 = 2.13 𝐴/м2 Размеры замыкающих колец: ℎкл = 1.25 ∙ ℎп2 = 1.25 ∙ 32.5 = 40 мм 𝑏кл = 𝑞кл.п 452 = = 11 мм ℎкл 40 𝑞кл = ℎкл ∙ 𝑏кл = 40 ∙ 11 = 440 мм2 𝐷кл.ср = 𝐷2 − ℎкл = 195 − 40 = 155 мм Расчет магнитной цепи Для двигателей высот оси вращения 45÷250 мм чаще всего рекомендуется выбирать марку стали 2013, а для h=280÷355 (мм) – марку стали 2312. Толщина листов всех марок стали выбирается 0,5 мм. Магнитное напряжение воздушного зазора: 𝐹𝛿 = 2 2 ∙ 𝐵𝛿 ∙ 𝛿 ∙ 𝐾𝛿 = ∙ 0,784 ∙ 0. ,8 ∙ 10−3 ∙ 1,28 = 589,31 𝐴 −7 𝜇0 4 ∙ 3.14 ∙ 10 где 𝜇0 = 4 ∙ 𝜋 ∙ 10−7 Гн/м 𝐾𝛿 = 𝑡𝑍1 11 = = 1,28 𝑡1 − 𝛾1 ∙ 𝛿 11 − 6.43 ∙ 0.38 (𝑏ш1 /𝛿)2 (3.7/0.38)2 𝛾1 = = = 6,43 5 + 𝑏ш1 /𝛿 5 + 3.7/0.38 Магнитное напряжение зубцовой зоны статора: 𝐹𝑍1 = 2 ∙ ℎ𝑍1 ∙ 𝐻𝑍1 ∙ 10−3 = 2 ∙ 22.526 ∙ 10−3 ∙ 2070 = 93,3 𝐴 гдеℎ𝑍1 = ℎп = 22.526 мм𝐻𝑍1 = 2070 𝐴/мм Расчетная индукция в зубцах: ′ 𝐵𝑍1 = 𝐵𝛿 ∙ 𝑡𝑍1 ∙ 𝑙𝛿 0.784 ∙ 11 ∙ 0.1 = = 1,93 Тл 𝑏𝑍1 ∙ 𝑙ст1 ∙ 𝐾𝑐1 4.6 ∙ 0.1 ∙ 0.97 Если расчетная индукция в сечении зубца превышает 1,8 (Тл), необходимо учесть поток ′ в пазу. Так как 𝐵𝑍1 >1,8 (Тл), необходимо учесть ответвление потока в паз статора и найти действительную индукцию в зубце BZ1. Коэффициент KПХ (при высоте hZX=0,5hz): 𝐾ПХ = 𝑏ПХ ∙ 𝑙𝛿 8.4 ∙ 0.1 = = 1,9 𝑏𝑍1 ∙ 𝑙стт ∙ 𝐾𝑐1 4.6 ∙ 0.1 ∙ 0.97 𝑏ПХ = 𝑏1 + 𝑏2 7.2 + 9.6 = = 8.4 2 2 В машинах нормального исполнения Kпх статора обычно находится в пределах от 0,5 до 2,0. Задаваясь значениями BZ1 несколько меньшими, чем B ’Z1, находят под- бором действительную индукцию BZ1 и соответствующее ей значение HZ1, при которых удовлетворяется равенство: ′ 𝐵𝑍1 = 𝐵𝑍1 + 𝜇0 ∙ 𝐻𝑍1 ∙ 𝐾ПХ Значение HZ1 взять из табл. 13 (табл.14) (для стали 2013 BZ1=1,9 (Тл), HZ1=2070 (А/м)). После подстановки значений B ’Z1 имеем: 1.9 = 1.91 – 1.256 ∙ 10-6 ∙ 2070 ∙ 1.88 = 1.9 Магнитное напряжение зубцовой зоны ротора для грушевидных пазов: 𝐹𝑍2 = 2ℎ𝑍2 ∙ 𝐻𝑍2 = 2 ∙ 0.032 ∙ 1220 = 78 𝐴 где hZ2 – расчетная высота зубца, м. Для грушевидных пазов : ℎ𝑍2 = ℎп2 − 0.1 ∙ 𝑏2 = 32.5 − 0.1 ∙ 3.44 = 32 мм Индукция в зубце: 𝐵𝑍2 = 𝐵𝛿 ∙ 𝑡𝑍2 ∙ 𝑙𝛿 0.784 ∙ 13.8 ∙ 0.1 = = 1,71 𝑏𝑍2 ∙ 𝑙ст2 ∙ 𝐾𝑐2 6.5 ∙ 0.1 ∙ 0.97 где KC2=0,97 (табл. 12). По табл. 13, 14 для BZ2=1,71 (Тл) находим HZ2=1220 (А/м). Коэффициент насыщения зубцовой зоны: 𝐾𝑍 = 1 + 𝐹𝑍1 + 𝐹𝑍2 93.3 + 78 =1+ = 1.29 𝐹𝛿 589.31 Полученное значение kz позволяет предварительно оценить правильность выбранных размерных соотношений и обмоточных данных. Если kz>1,5÷1,6, имеет место чрезмерное насыщение зубцовой зоны; если kz<1,2, то зубцовая зона мало использована или воздушный зазор взят слишком большим. В обоих случаях должны быть внесены соответствующие коррективы. Магнитное напряжение ярма статора: 𝐹𝛼 = 𝐿𝛼 ∙ 𝐻𝛼 = 0.133 ∙ 586 = 78 𝐴 𝐿𝛼 = 𝜋 ∙ 𝐷𝛼 − ℎ𝛼 3.14 ∙ (0.272 − 0.0162) = = 0,133 м 2𝑝 6 𝐵𝛼 = Ф 4.2 ∙ 10−3 = = 1,33 Тл 2 ∙ ℎ𝛼′ ∙ 𝑙ст ∙ 𝐾𝑐1 2 ∙ 16.2 ∙ 10−3 ∙ 0.1 ∙ 0.97 Для Ba=1,33 (Тл) по табл. 15 находим Ha=586 (А/м). . Магнитное напряжение ярма ротора: 𝐹𝑗 = 𝐿𝑗 ∙ 𝐻𝑗 = 49.8 ∙ 10−3 ∙ 100 = 5 𝐴 где Lj – длина средней магнитной силовой линии в ярме ротора; Hj – оп- ределяем после уточнения для двигателей с 2p≥4: 𝜋 ∙ (𝐷𝑗 + ℎ𝑗 ) 3.14(60 + 35.1 ∙ 10−3 ) 𝐿𝑗 = = = 49.8 ∙ 10−3 2𝑝 6 Высота спинки ротора: ℎ𝑗 = 𝐷2 − 𝐷𝑗 195.24 − 60 − ℎп2 = − 32.5 ∙ 10−3 = 35.1 ∙ 10−3 м 2 2 Индукция в ярме ротора: Ф 4.2 ∙ 10−3 𝐵𝑗 = = = 0,67Тл 2 ∙ ℎ𝑗′ ∙ 𝐼ст2 ∙ 𝐾𝑐2 2 ∙ 35.1 ∙ 10−3 ∙ 0.170 ∙ 0.97 В двигателях с 2р≥6 с непосредственной посадкой сердечника ротора на вал принимают h’j= hj . По таблице 15 для Bj=0,67 (Тл) находим Hj=100 (A/м). Магнитное напряжение на пару полюсов: 𝐹ц = 𝐹𝛿 + 𝐹𝑍1 + 𝐹𝑍2 + 𝐹𝛼 + 𝐹𝑗 = 589.3 + 93.2 + 78 + 78 + 5 = 843,5 𝐴 Коэффициент насыщения магнитной цепи: 𝐾𝜇 = 𝐹ц 843.5 = = 1.43 𝐹𝛿 589.3 Намагничивающий ток: 𝐼𝜇 = 𝑝 ∙ 𝐹ц 3 ∙ 843.5 = = 4,15 𝐴 0.9 ∙ 𝑚1 ∙ 𝑤 ∙ 𝐾об1 0.9 ∙ 3 ∙ 234 ∙ 0.96 Относительное значение: 𝐼𝜇∗ = 𝐼𝜇 4,15 = = 0,28 𝐼1н 14,5 Относительное значение 𝐼𝜇∗ служит критерием правильности произве- денного выбора и расчета размеров и обмотки двигателя.Исходя из условия 0.2<𝐼𝜇∗ <0.3 размеры двигателя и его обмотки расcчитаны верно. Расчет параметров рабочего режима Активное сопротивление обмотки статора: 𝐿1 10−6 ∙ 82.13 𝑟1 = 𝐾𝑅 ∙ 𝜌115𝐶𝑢 ∙ = = 0,4 Ом 𝑞эф ∙ 𝑎 41 ∙ 5.06 ∙ 10−6 где KR – коэффициент увеличения активного сопротивления фазы обмотки от действия эффекта вытеснения тока; ρ115 – удельное сопротивление ма- териала обмотки при расчетной температуре (для класса нагревостойкости изоляции F расчетная температура νрасч=115° С; для медных проводников ρ115сu=10-6 /41 (Ом∙м)). Длина проводниковой фазы обмотки: 𝐿1 = 𝑙ср1 ∙ 𝑤 = 0,562 ∙ 234 = 131,5м 𝑙ср1 = 2(𝑙п1 + 𝑙л1 ) = 2 ∙ (0.1 + 0.181) = 0,562 м где lср1 – средняя длина витка, м; lп1 – длина пазовой части обмотки, м; lл1 – длина лобовой части, м. 𝑙п1 = 𝑙ср1 = 𝑙𝛿 = 0,1 м 𝑙л1 = Кл ∙ 𝑏кт + 2 ∙ 𝐵 = 1.4 ∙ 0.115 + 2 ∙ 0.01 = 0.181 м где В=0,01 м ; Кл=1,4 по табл. 18; bкт – средняя величина ширины катушки: 𝑏кт = 𝜋 ∙ (𝐷 + ℎп ) 3.14(0.197 + 0.0225) ∙ 𝛽1 = ∙ 1 = 0,115 м 2𝑝 6 где β1 – укорочение шага (для однослойной обмотки β1 =1). Длина вылета лобовой части катушки: 𝑙выл = 𝐾выл ∙ 𝑏кт + 𝐵 = 0.5 ∙ 0.115 + 0.01 = 0.0675 м = 67.5 мм где по табл. 16 Квыл = 0,5. Для всыпной обмотки, укладываемой в пазы до запрессовки сердечника в корпус, берут В=0,01 (м). В машинах, обмотки которых укладывают после запрессовки сердечника в корпус, вылет прямолинейной части В=0,015 (м). Относительное значение: 𝑟1∗ = 𝑟1 ∙ 𝐼1н 14,5 = 0.4 ∙ = 0,0263 𝑈1н 220 Активное сопротивление фазы обмотки ротора: 2𝑟кл 2 ∙ 10−6 −6 𝑟2 = 𝑟𝑐 + 2 = 29,26 ∙ 10 + = 33,95 ∙ 10−6 Ом 2 ∆ 0.426 где rc – сопротивление стержня; rкл- сопротивление участка замыкающего кольца; 𝑙𝑐 10−6 0.1 𝑟𝑐 = 𝜌115𝐴𝑙 ∙ ∙ 𝐾𝑟 = ∙ = 29,26 ∙ 10−6 Ом 𝑞𝑐 20.5 164 ∙ 10−6 здесь Kr=1; lc – длина стержня lc= lст2 = 0,1 (м); qс – сечение стержня, м2; 𝜋 ∙ 𝐷кл.ср 10−6 ∙ 3.14 ∙ 0.155 𝑟кл = 𝜌115𝐴𝑙 ∙ = = 1 ∙ 10−6 Ом −6 𝑍2 ∙ 𝑞кл 20.5 ∙ 44 ∙ 440 ∙ 10 где для литой алюминиевой обмотки ротора ρ115Al = 10−6 20.5 (Ом∙м)Dкл.ср – средний диаметр замыкающих колец; qкл – площадь поперечного сечения замыкающего кольца Приводим r2 к числу витков обмотки статора: 𝑟2′ 4 ∙ 𝑚 ∙ (𝑤 ∙ 𝐾об1 )2 4 ∙ 3 ∙ (234 ∙ 0.96)2 −6 = 𝑟2 ∙ = 61.58 ∙ 10 ∙ = 0,8 Ом 2 𝑍2 ∙ 𝐾ск 44 Относительное значение: 𝑟2∗ = 𝑟2′ ∙ 𝐼1ном 14,5 = 0.8 ∙ = 0,052 𝑈1ном 220 Индуктивное сопротивление фазы обмотки статора: 𝑓1 𝑤 2 𝑙ст1 𝑥1 = 15,8 ∙ ∙( ∙ (𝜆п1 + 𝜆л1 + 𝜆д1 ) ) ∙ 100 100 𝑝∙𝑞 50 234 2 0.1 = 15.8 ∙ ∙( ) ∙ ∙ (1.49 + 1.38 + 1.99) = 1,15 Ом 100 100 3∙6 где λп1, λл1, λд1 – коэффициенты магнитной проводимости пазового, лобового, и дифференциального рассеяния, соответственно. Для трапецеидальных пазов с однослойными и двухслойными обмотками (см. рис. 13, г и по рис.11) λП1, λЛ1, λД1 определяются: 𝜆П1 ℎ2 ℎ1′ 3 ∙ ℎ𝑘 ℎш 18.8 3 ∙ 1.75 1 = ∙ 𝐾𝛽 + ( + + ) ∙ 𝐾𝛽′ = + + = 1.49 3𝑏1 𝑏1 𝑏1 + 2𝑏ш 𝑏ш 3 ∙ 7.2 7.2 + 2 ∙ 3.7 3.7 где h′1=0; ′ ℎ2 = ℎп.к − 2𝑏из = 19.6 − 2 ∙ 0.4 = 18.8 мм ℎк = 0.5 ∙ (𝑏1 − 𝑏ш ) = 0.5 ∙ (7.2 − 3.7) = 1.75 мм 𝜆Л1 = 0.34 ∙ 𝑞 𝑙ст1 ∙ (𝑙Л1 − 0.64 ∙ 𝛽1 ∙ τ) = 0.34 ∙ 6 ∙ (0.181 − 0.64 ∙ 1 ∙ 0.103) = 1.38 0.17 где β1 – коэффициент укорочения обмотки статора; для однослойной об- мотки β1=1; 𝐾𝛽 = 𝐾𝛽′ =1 𝜆Д1 = 𝑡𝑍1 11 ∙ 𝜉1 = ∙ 1.06 = 1.99 12 ∙ 𝛿 ∙ 𝐾𝛿 12 ∙ 0.38 ∙ 1.28 при полузакрытых или полуоткрытых пазах статора с учетом скоса пазов: 𝜉1 = ′ 2𝐾ск ∙ 𝐾𝛽 − 2 𝐾об1 𝑡𝑍2 2 13.8 2 2 2 ∙ ( ) ∙ (1 + 𝛽ск ) = 2 ∙ 1.25 − 0.96 ∙ ( ) = 1.06 𝑡𝑍1 11 В этих формулах tZ1 и tZ2 - зубцовые деления статора и ротора; ΔZ1 определяют по кривой рис. 14, a; 𝐾𝛽 определяют при β1=1 как 𝐾𝛽 = 𝐾𝛽′ =1; Βск=bск/tZ2 – скос пазов, выраженный в долях зубцового деления ротора. При отсутствии скоса пазов bск=0; k'ск определяют по кривым (рис. 14, б) в зависимости от tZ2/tZ1 и βск (при отсутствии скоса пазов - по кривой, соответствующей βск=0). Для βск=0 и tZ2/tZ1=13,8/11=1,25 по рис. 14, б принимаем k’cк=1,25. Относительное значение: 𝑥1• = 𝑥1 ∙ 𝐼1ном 14,5 = 1,15 ∙ = 0,075 𝑈1ном 220 Индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора: 𝑥2 = 7.9 ∙ 𝑓1 ∙ 𝑙𝛿 ∙ (𝜆П2 + 𝜆Л2 + 𝜆Д2 + 𝜆СК ) ∙ 10−6 = 7.9 ∙ 50 ∙ 0.1 ∙ (2.83 + 0.28 + 2.38) ∙ 10−6 = 368 ∙ 10−6 Ом -для закрытых грушевидных пазов λП2 определяется как: 2 𝜆П2 ′ ℎ0 𝜋 ∙ 𝑏22 𝑏ш ℎш ℎш ∙ 106 =[ ∙ (1 − + 1.12 ∙ ) + 0.66 − ] ∙ 𝐾д + 3𝑏2 8𝑞𝑐 2𝑏2 𝑏ш 𝐼2 2 27.57 3.14 ∙ 9.62 1.5 0.7 0.3 ∙ 10−3 ∙ 106 = ∙ (1 − + + 1.12 ∙ ) + 0.66 − 3 ∙ 9.6 8 ∙ 164 2 ∙ 9.6 1.5 409.66 = 2.45 где h ’ш – толщина перемычки над пазом При расчете номинального режима двигателя во всех формулах KД=1. ℎ0 = ℎ1 + 0.4 ∙ 𝑏2 = 26.2 + 0.4 ∙ 3.44 = 27.57 мм В роторах с литыми обмотками при замыкающих кольцах, прилегающих к торцам сердечника ротора: 𝜆Л2 = 2.3 ∙ 𝐷кл.ср 4.7 ∙ 𝐷кл.ср 2.3 ∙ 0.155 4.7 ∙ 0.155 ∙ 𝐼 = ∙ 𝐼 = 0.28 𝑔 𝑔 𝑍2 ∙ 𝑙𝛿 ∙ ∆2 ℎкл + 2𝑏кл 44 ∙ 0.1 ∙ 0.4262 0.04 + 2 ∙ 0.011 𝜆Д2 = 𝑡𝑍2 13.8 ∙ 𝜉2 = ∙ 1.009 = 2.38 12 ∙ 𝛿 ∙ 𝐾𝛿 12 ∙ 0.38 ∙ 1.28 1 𝜋∙𝑝 2 𝜉2 = 1 + ∙ ( ) − 5 𝑍2 ∆𝑍2 𝑝 2 1−( ) 𝑍 1 3.14 ∙ 3 2 =1+ ∙( ) = 1.009 5 44 2 так как при закрытых пазах ΔZ2≈0. Приводим x2 к числу витков статора: 𝑥2′ 4 ∙ 𝑚 ∙ (𝑤1 ∙ 𝐾об1 )2 4 ∙ 3 ∙ (234 ∙ 0,96)2 −6 = 𝑥2 ∙ = 368 ∙ 10 ∙ = 2,52Ом 2 𝑍2 ∙ 𝐾ск 44 Относительное значение: 𝑥2′′ = 𝑥2′ ∙ 𝐼1ном 14,5 = 2,52 ∙ = 0,166 𝑈1ном 220 Расчет потерь Потери в стали основные: 𝑓1 𝛽 ′2 ) ∙ (𝐾𝑎 ∙ 𝐵𝑎2 ∙ 𝑚𝑎 + 𝐾Д𝑍 ∙ 𝐵𝑍1 · 𝑚𝑍1 ) 50 = 2.5 ∙ (1.6 ∙ 1.52 ∙ 16.05 + 1.8 ∙ 1.912 ∙ 7.19) = 262.5 Вт 𝑃ст.осн = 𝑃1.0/50 ( Где 𝑃1.0/50 = 2.5 Вт/кгдля стали 2013: 𝑚𝑎 = 𝜋 ∙ (𝐷𝑎 − ℎ𝑎 ) ∙ ℎ𝑎 ∙ 𝑙ст1 ∙ 𝐾𝑐1 ∙ 𝑣𝑐 = 3.14 ∙ (0.272 − 0.0155) ∙ 0.0155 ∙ 0.17 ∙ 0.97 ∙ 7.8 ∙ 103 = 16.05 кг здесь νс – удельная масса стали (νс=7,8∙103 (кг/м3)), 𝑚𝑍1 = ℎп ∙ 𝑏𝑍1 ∙ 𝑍1 ∙ 𝑙ст1 ∙ 𝐾𝑐1 ∙ 𝑣𝑐 = 22.5 ∙ 10−3 ∙ 4.6 ∙ 10−3 ∙ 54 ∙ 0.17 ∙ 0.97 ∙ 7.8 ∙ 103 = 7.19 кг Ка = 1.6; Kдz =1.8 при мощности машины Р2 < 250 кВт Поверхностные потери в роторе: 𝑃пов2 = 𝑝пов2 ∙ (𝑡𝑍2 − 𝑏ш2 ) ∙ 𝑍2 ∙ 𝑙ст2 = 156.9 ∙ (13.8 − 3.7) ∙ 10−3 ∙ 44 ∙ 0.1 = 11.8 Вт 𝑝пов2 𝑍1 ∙ 𝑛1 1.5 54 ∙ 1000 1.5 3 2 = 0.5 ∙ 𝐾02 ∙ ( ) ∙ (𝐵02 ∙ 𝑡𝑍1 ∙ 10 ) = 0.5 ∙ 1.5 ∙ ( ) ∙ (0.37 ∙ 11)2 10000 10000 2 = 156.9 Вт/м где bш2 = bш; k02=1,4÷1,8 - для двигателей мощностью до 160 кВт 𝑛1 = 60 ∙ 𝑓 60 ∙ 50 = = 1000 об/мин 𝑝 3 𝐵02 = 𝛽02 ∙ 𝐾𝛿 ∙ 𝐵𝛿 = 0.37 ∙ 1.28 ∙ 0.784 = 0.37 Тл Для зубцов ротора β02 зависит от отношения ширины шлица пазов статора к воздушному зазору β02=f(bш/δ); для bш/δ=3,7/0,38=7,4 определяем по рис. 16,б β02=0,37. Пульсационные потери в зубцах ротора: 𝑃пул2 2 2 𝑍1 ∙ 𝑛1 54 ∙ 1000 = 0.11 ∙ ( ∙ 𝐵пул2 ) ∙ 𝑚𝑍2 = 0.11 ∙ ( ∙ 0.152) ∙ 12.1 = 89.6 Вт 1000 1000 𝐵пул2 𝛾1 ∙ 𝛿 6.43 ∙ 0.38 ∙ 10−3 = ∙ 𝐵𝑍2 = ∙ 1.72 = 0.152 Тл 2𝑡𝑍2 2 ∙ 13.8 ∙ 10−3 где mZ2 – масса стали зубцов ротора: ′ 𝑚𝑍2 = 𝑍2 ∙ ℎ𝑍2 ∙ 𝑏𝑍2 ∙ 𝑙ст2 ∙ 𝐾𝑐2 ∙ 𝑣𝑐 = 44 ∙ 32 ∙ 10−3 ∙ 6.5 ∙ 10−3 ∙ 0.17 ∙ 7.8 ∙ 103 = 12.1 кг Сумма добавочных потерь в стали: 𝑃ст.доб = 𝑃пов2 + 𝑃пул2 = 11.8 + 89.6 = 101.4 Вт Полные потери в стали: 𝑃ст = 𝑃ст.осн + 𝑃ст.доб = 262.5 + 101.4 = 363.9 Вт Механические потери: 𝑃мех 𝑛1 2 1000 2 3 = 𝐾Т ∙ ( ) ∙ (10 ∙ 𝐷) = 8 ∙ ( ) ∙ (10 ∙ 0.197)3 = 61.2 Вт 1000 1000 Значение KТ для двигателей без радиальных вентиляционных каналов, с короткозамкнутым ротором и вентиляционными лопатками на замыкающих кольцах определяется из табл. 17. Холостой ход двигателя: 2 𝐼𝑥𝑥 ≈ √𝐼𝑥𝑥𝑎 + 𝐼𝜇2 = √0,772 + 4,152 = 8,74 𝐴 𝐼𝑥𝑥𝑎 = 𝑃ст + 𝑃мех + 𝑃э1хх 363.9 + 61.2 + 83.4 = = 0,77 𝐴 𝑚 ∙ 𝑈1ном 3 ∙ 220 𝑃э1хх ≈ 3 ∙ 𝐼𝜇2 ∙ 𝑟1 = 3 ∙ 8.342 ∙ 0.4 = 83.4 Вт 𝑐𝑜𝑠𝜑𝑥𝑥 = 𝐼𝑥𝑥𝑎 0.77 = = 0.09 𝐼𝑥𝑥 8.34 Расчет рабочих характеристик Расчет рабочих характеристик P1, I1, M2, cosφ, S, η, n2 = f(P2) базируется на системе уравнений токов и напряжений асинхронного двигателя (АД), которой соответствует Гобразная схема замещения с вынесенной цепью намагничивания. Параметры схемы замещения r1, X1, r2′, X2′, r12, X12 при расчёте считаются постоянными. Коэффициент приведения С рассчитывается в зависимости от соотношения параметров r1, X1, r12, X12 определяемых мощностью двигателя. При расчете рабочих характеристик аргументом вычислений является величина скольжения s. s=0,005; 0,01; 0,015; 0,02; 0,025; 0,03. 𝑟12 = 𝑃ст.осн 262.5 = = 1.26 Ом 𝑚 ∙ 𝐼𝜇2 3 ∙ 8.342 Параметры: 𝑥12 = 𝛾 = 𝑎𝑟𝑐𝑡𝑔 𝑈1ном 220 − 𝑥1 = − 0.497 = 25.88 Ом 𝐼𝜇 8.34 𝑟1 ∙ 𝑥12 − 𝑟12 ∙ 𝑥1 𝑟12 ∙ (𝑟1 + 𝑟12 ) + 𝑥12 ∙ (𝑥1 + 𝑥12 ) 0.4 ∙ 25.88 − 1.26 ∙ 0.497 = arctg = arctg0.01 = 0.65° 1.26 ∙ (0.4 + 1.26) + 25.88 ∙ (0.497 + 25.88) Если |γ|≤1° - реактивную составляющую коэффициента C1 считают по приближенной формуле: 𝐶1 = 1 + 𝑥1 1,15 = 1+ = 1,044 𝑥12 25,88 Активная составляющая тока синхронного холостого хода: 𝐼0𝑎 𝑃ст.осн + 3 ∙ 𝐼𝜇2 ∙ 𝑟1 262.5 + 3 ∙ 4,152 ∙ 0.4 = = = 0,71𝐴 3 ∙ 𝑈1ном 3 ∙ 220 Если |γ|≤1° то можно использовать приближенный метод, тогда 𝑎′ = 𝐶12 = 1,0442 = 1,089; 𝑏 ′ = 0; 𝑎 = 𝐶1 ∙ 𝑟1 = 1,044 · 0,4 = 0,417 Ом 𝑏 = 𝐶1 ∙ (𝑥1 + 𝐶1 ∙ 𝑥2′ ) = 1,044 · (1,15 + 1,044 · 2,25) = 3,652 Ом Потери, не изменяющиеся при изменении скольжения: 𝑃ст + 𝑃мех = 363.9 + 61.2 = 425.1 Вт ≈ 0.43 кВт Рассчитываем рабочие характеристики для скольжений s=0,005; 0,01; 0,015; 0,02; 0,025; 0,03, принимая предварительно, что Sном ≈ r2*≈ 0,026 Результаты расчета приведены в табл. 18. После построения рабочих характеристик (рис. 18) уточняем значение номинального скольжения графическим путем: Sном =0,024. Рис. 18. Рабочие характеристики спроектированного двигателя Номинальные данные спроектированного двигателя: P2ном = 7,5 кВт; U1ном = 220 В; I1ном =14,5A; I0a =0,71A; cosφном =0.882 ; ηном =0.885 ; I0p = Iμ = 4,15 A; b′ =0; 2p = 6; r1 = 0.4 Ом; r2′= 0,8Ом; C1 = 1,044; Pст + Pмех= 0.43 кВт; α′ =1,089; α = 0,417 Ом; b ≈ 3,652Ом; Расчетныепараметрырабочиххарактеристикасинхронногодвигателя № 1 Расчетные форму- лы 𝑎′ ∙ 𝑟2′ 𝑅=𝑎+ 𝑆 𝑏′ ∙ 𝑟2′ 𝑆 2 𝑋=𝑏+ 3 𝑍 = √𝑅 2 + 𝑋 2 Размер Скольжение s 0,005 0,01 0,015 0,02 0,02 5 0,03 sном= =0,0 26 Ом 174,6 87,5 58,4 43,5 32,2 29,4 33,9 Ом 3,6 3,6 3,6 3,6 3,6 3,6 3,6 Ом 174,6 87,5 58,4 43,5 32,2 29,4 33,9 𝑈1ном 𝑍 А 1,26 2,51 3,76 5,05 6,83 7,48 6,48 4 𝐼2′′ = 5 𝑐𝑜𝑠𝜑2′ = 𝑅 𝑍 - 1 1 1 1 1 1 1 6 𝑠𝑖𝑛𝜑2′ = 𝑋 𝑍 - 0,02 0,04 0,06 0,08 0,11 0,12 0,088 7 𝐼1𝑎 = 𝐼0𝑎 + 𝐼2′′ ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑2′ A 1,97 3,22 4,47 5,76 7,54 8,19 7,19 8 𝐼1𝑝 = 𝐼0𝑝 + 𝐼2′′ ∙ 𝑠𝑖𝑛𝜑2′ A 4,17 4,25 4,37 4,55 4,9 5,05 4,72 9 2 2 𝐼1 = √𝐼1𝑎 + 𝐼1𝑝 A 4,59 5,32 6,24 7,33 8,99 9,62 8,59 10 𝐼2′ = 𝐶1 ∙ 𝐼2′′ A 1,52 2,62 3,93 5,27 7,13 7,81 6,77 11 𝑃1 = 3𝑈1ном ∙ 𝐼1𝑎 ∙ 10−3 кВт 1,3 2,13 2,95 3,8 4,98 5,4 4,75 12 𝑃Э1 = 3𝐼12 ∙ 𝑟1 ∙ 10−3 кВт 0,008 0,011 0,015 0,021 0,032 0,037 0,029 13 𝑃Э2 = 3𝐼2′2 ∙ 𝑟2′ ∙ 10−3 кВт 0,0018 0,0054 0,012 0,022 14 𝑃доб = 0.005𝑃1 кВт 0,0065 0,01 0,015 0,019 0,025 0,027 0,024 15 ∑𝑃 = 𝑃ст + 𝑃мех + 𝑃э1 + 𝑃э2 + 𝑃доб кВт 0,45 0,46 0,47 0,49 0,53 0,54 0,52 16 𝑃2 = 𝑃1 − ∑𝑃 кВт 0,85 1,67 2,48 3,31 4,45 4,86 4,23 0,87 0,894 0,9 0,891 0,04 0,049 0,037 17 ƞ=1− ∑𝑃 𝑃1 - 0,65 0,78 0,84 18 𝑐𝑜𝑠𝜑 = 𝐼1𝑎 𝐼1 - 0,429 0,605 0,716 0,786 0,839 0,851 0,837 Расчет токов в пусковом режиме асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором с учетом влияния эффекта вытеснения тока без учета влияния насыщения полей рассеяния В целях определения токов в пусковых режимах производим предварительный расчет по формулам (табл. 19) без учета влияния насыщения на пусковые характеристики двигателя. Подробный расчет проведен для s=1. 𝑥1 = 1,15 Ом; 𝑥2′ = 2,52Ом; 𝑟1 = 0,4 Ом; 𝑟2′ = 0,8 Ом; 𝑝2ном = 7,5 кВт; 𝑈1ном = 220𝐵; 2𝑝 = 6; 𝐼1ном = 14,5А ′ 𝑥12п = 25,88 Ом; 𝐶1п = 1,044; 𝑆ном = 0,026; 𝐼2ном = 6,77А. Активное сопротивление обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока. 𝑣расч = 115° С, 𝜌115 = 10−6 /20.5 Ом ∙ м; 𝑓1 = 50 Гц. В зависимости от типа паза ротора (см. рис. 10) определяем высоту стержня в пазу –hс по универсальной формуле: ′ ) ℎ𝑐 = ℎп2 − (ℎш + ℎш = 32,5 − (0,7 + 0,3) = 31,5 мм причем в зависимости от типа паза hш или h′ш могут отсутствовать. 𝜉 = 63,61 ∙ ℎ𝑐 ∙ √𝑆 = 63,61 ∙ 0,0315 = 2 По рис. 18 для ξ=2 находим φ = 0,9. Определим глубину проникновения тока в стержень: ℎ𝑟 = ℎ𝑐 0.0315 = = 0.0165 м = 16.5 мм 1 + 𝜑 1 + 0.9 Площадь сечения стержня с учетом вытеснения тока для грушевидных стержней 𝐾𝑟 = 𝑞𝑐 164 = = 1.15 𝑞𝑟 142.2 Площадь сечения qr при 𝑏2 𝑏2 9.6 9.6 ≤ ℎ𝑟 ≤ ℎ1 + , т. е. ≤ 16.5 ≤ 26.2 + 2 2 2 2 𝜋 ∙ 𝑏22 𝑏2 + 𝑏𝑟 𝑏2 3.14 ∙ 9.62 9.6 + 8.53 9.6 𝑞𝑟 = + ∙ (ℎ𝑟 − ) = + ∙ (16.5 − ) 8 2 2 8 2 2 = 142,2 мм 𝑏𝑟 = 𝑏2 − 𝑏2 − 𝑏1 𝑏2 9.6 − 7.2 9.6 ∙ (ℎ𝑟 − ) = 9.6 − ∙ (16.5 − ) = 8,53 мм ℎ1 2 26.2 2 Определим коэффициент общего увеличения сопротивления фазы ротора под влиянием эффекта вытеснения тока: 𝑟𝑐 50.56 ∙ 10−6 (𝐾 𝐾𝑅 = 1 + ∙ 𝑟 − 1) = 1 + ∙ (1,15 − 1) = 1,12 𝑟2 61.85 ∙ 10−6 Приведенное сопротивление ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока: ′ 𝑟2𝜉 = 𝐾𝑅 ∙ 𝑟2′ = 1,12 · 0,8 = 0,896Ом Индуктивное сопротивление обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока по рис.20 для ξ = 2 φ′ = 𝐾𝜕 = 0,75 𝐾𝑥 = 𝜆п2𝜉 + 𝜆л2 + 𝜆д2 2.16 + 0.28 + 2.38 = = 0.94 𝜆п2 + 𝜆л2 + 𝜆д2 2.45 + 0.28 + 2.38 𝜆п2𝜉 = 𝜆п2 − ∆𝜆п2𝜉 = 2.45 − 0.29 = 2.16 2 ∆𝜆п2𝜉 ℎ0 𝜋 ∙ 𝑏22 𝑏ш =( ∙ (1 − ) + 0.66 − ) ∙ (1 − 𝐾д ) = 3𝑏2 8𝑞𝑐 2𝑏2 2 27.57 3.14 ∙ 9.62 1.5 =( ∙ (1 − ) + 0.66 − ) · (1 − 0.75) = 0.29 3 ∙ 9.6 8 ∙ 164 2 ∙ 9.6 ′ 𝑥2𝜉 = 𝑥2′ · 𝐾𝑥 = 2,53 · 0.94 = 2,36 Ом Пусковые параметры: 𝑥12п = 𝐾𝑟 ∙ 𝑥12 = 1,15 ∙ 25.88 = 29.76 Ом 𝐶1п = 1 + 𝑥1 1,15 =1+ = 1,038 𝑥12п 29.76 Расчет токов с учетом влияния эффекта вытеснения тока (для s=1) 𝑅п = 𝑟1 + 𝐶1п ∙ ′ 𝑟2𝜉 𝑆 = 0.4 + 1.038 · 0,896 = 1,33Ом ′ 𝑋п = 𝑥1 + 𝐶1п ∙ 𝑥2𝜉 = 1,15 + 1,038 · 2,36 = 4,54Ом ′ 𝐼2п = 𝐼1 = ′ 𝐼2п 𝑈1ном √𝑅п2 + 𝑋п2 = 220 √1,332 + 4,542 = 46,41 𝐴 √1,332 + (4,54 + 29,76)2 √𝑅п2 + (𝑋п + 𝑥12п )2 ∙ = 46,41 ∙ = 47,55𝐴 𝐶1п ∙ 𝑥12п 1,038 ∙ 29,76 Данные расчета для s=1; 0,8; 0,5; 0,2; 0,1 сведены в табл. 19. Таблица 19 Расчетные параметры пусковых характеристик асинхронного двигателя с учетом влияния эффекта вытеснения тока № п/п Расчетные формулы Скольжение, S Разм ерно сть 1 0.8 0.5 0.2 0.1 Sкр=0 .2 1 𝜉 = 63,61 ∙ ℎ𝐶 ∙ √𝑆 - 2 1,78 1,41 0,89 0,63 0,89 2 𝜑(𝜉) - 0,9 0,65 0,28 0,05 0,02 0,05 мм 16,5 19,1 24,6 30 30,9 30 - 1,15 1,08 1,01 1 1 1 - 1,12 1,06 1 1 1 1 ℎ𝐶 1+𝜑 3 ℎ𝑟 = 4 𝐾𝑟 = 𝑞𝐶 /𝑞𝑟 5 𝐾𝑅 = 1 + 𝑟𝑐 (𝐾 − 1) 𝑟2 𝑟 6 ′ 𝑟2𝜉 = 𝐾𝑅 ∙ 𝑟2′ Ом 0,89 0,86 0,8 0,8 0,8 0,8 7 𝐾𝜕 = 𝜑 ′ (𝜉) - 0.75 0.83 0.91 0.96 0.98 0.96 8 𝜆п2𝜉 = 𝜆п2 −△ 𝜆п2𝜉 - 2.16 2.25 2.34 2.40 2.43 2.40 9 𝐾𝑥 = ∑𝜆п2𝜉 /∑𝜆п2 - 0,94 0,96 0,97 0,99 1 0.99 10 ′ 𝑥2𝜉 = 𝐾𝑥 ∙ 𝑥2′ Ом 2,36 2,41 2,44 2,49 2,52 2,49 1,51 2,06 4,5 8,7 4,5 11 𝑅п = 𝑟1 + 𝐶1п ′ 𝑟2𝜉 𝑆 Ом 1,32 12 ′ 𝑋п = 𝑥1 + 𝐶1п ∙ 𝑥2𝜉 ′ 𝐼2п = 13 14 𝐼1 = ′ 𝐼2п 𝑈1ном √𝑅п2 + 𝑋п2 √𝑅п2 + (𝑋п + 𝑥12п )2 (𝐶1п ∙ 𝑥12п ) Ом 3,59 3,65 3,68 3,73 А 57,59 55,83 52,25 37,6 А 59,43 60,15 56,38 42,02 26,01 42,02 3,76 3,73 23,23 37,67 Расчет пусковых характеристик с учетом влияния вытеснения тока и насыщения от полей рассеяния Расчет проводим для точек характеристик, соответствующих s=1; 0,8; 0,5; 0,2; 0,1 при этом используем значения токов и сопротивлений для тех же скольжений с учетом влияния вытеснения тока см. табл. 21.Подробный расчет проведен для s=1. ′ 𝑃2ном = 7,55 кВт; 𝑈1ном = 220 В; 2𝑝 = 6; 𝐼1ном = 14,5 А; 𝐼2ном = 6,77𝐴; 𝑥1 = 1,15 Ом; 𝑟2′ = 0,8 Ом; 𝑥2′ = 2,53 Ом; 𝑥12п = 29,76Ом; 𝑟1 = 0,4 Ом; 𝑆ном = 0,026. Индуктивное сопротивление обмоток. Ориентировочно для расчета пусковых режимов принимают kнас=1.25÷1.4; для режима максимального момента kнас= 1.1÷1.2. Для двигателей с открытыми пазами следует задаваться меньшими значениями kнас, при полузакрытых пазах - большими. Принимаемkнас= 1.35. 𝐹п.ср = 0.7 = 0.7 Коэффициент 𝐼1 ∙ 𝐾нас ∙ 𝑢п 𝑍1 ∙ (𝐾𝛽′ + 𝐾у ∙ 𝐾об1 ∙ ) = 𝑎 𝑍2 47,5 ∙ 1.35 ∙ 26 54 ∙ (1 + 0.96 ) = 2532 А 1 44 𝛿 0.38 𝐶𝑁 = 0.64 + 2.5√ = 0.64 + 2.5√ = 0.678 𝑡𝑍1 + 𝑡𝑍2 11 + 13.8 Индукция потока рассеяния в воздушном зазоре: 𝐵Ф𝛿 𝐹п.ср ∙ 10−6 2532 ∙ 10−6 = = = 6,17 Тл 1.6𝛿 ∙ 𝐶𝑁 1.6 ∙ 0.38 ∙ 10−3 ∙ 0.678 Определим kδ по рис. 21: для BФδ= 12,3 (Тл) kδ= 0,33 Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния обмотки статора с учетом влияния насыщения: Сэ1 = (𝑡𝑍1 − 𝑏ш ) ∙ (1 − 𝐾𝛿 ) = (11 − 3.7) ∙ (1 − 0.33) = 4.9 ∆𝜆1нас = ℎш + 0.58 ∙ ℎ𝑘 𝐶э1 1 + 0.58 ∙ 1.75 4.9 ∙ = ∙ = 0.26 𝑏ш 𝐶э1 + 1.5 ∙ 𝑏ш 3.7 4.9 + 1.5 ∙ 3.7 Коэффициент магнитной проводимости рассеяния при насыщении для статора определяется по выражению: 𝜆п1нас = 𝜆п1 −△ 𝜆п1нас = 1.49 − 0.26 = 1.23 Коэффициентом магнитной проводимости дифференциального рассеяния обмотки статора с учетом влияния насыщения: 𝜆д1нас = 𝐾𝛿 ∙ 𝜆д1 = 0.33 ∙ 1.99 = 0.66 Индуктивное сопротивление фазы обмотки статора с учетом влияния насыщения: 𝑥1нас = 𝑥1 ∙ ∑𝜆1нас /∑𝜆1 = 𝑥1 ∙ = 1,15 ∙ 𝜆п1нас + 𝜆д1нас + 𝜆л1 = 𝜆п1 + 𝜆д1 + 𝜆л1 1.23 + 0.66 + 1.38 = 0,773Ом 1.49 + 1.99 + 1.38 Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния обмотки ротора с учетом влияния насыщения и вытеснения тока для открытых и полузакрытых пазов ротора (рис. 22, б, в): △ 𝜆п2нас = ℎш2 𝐶э2 1 8.24 ∙ = ∙ = 0.56 𝑏ш (𝐶э2 + 𝑏ш ) 1.5 (8.24 + 1.5) где hш2 = hш – для полузакрытых пазов; для закрытых пазов ротора hш2=h’ш+hш=0,3+0,7=1 (мм). 𝐶э2 = (𝑡𝑍2 − 𝑏ш ) ∙ (1 − 𝐾𝛿 ) = (13.8 − 1.5) ∙ (1 − 0.33) = 8.24 𝜆п2𝜉нас = 𝜆п2𝜉 −△ 𝜆п2нас = 2.16 − 0.56 = 1.6 Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния ротора с учетом влияния насыщения: 𝜆д2нас = 𝐾𝛿 ∙ 𝜆д2 = 0.33 ∙ 2.38 = 0.79 Приведение индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока и насыщения: ′ 𝑥2𝜉нас = 𝑥2′ ∙ ∑𝜆2𝜉нас 𝜆п2𝜉нас + 𝜆д2нас + 𝜆л2 = 𝑥2′ ∙ = ∑𝜆2 𝜆п2 + 𝜆д2 + 𝜆л2 = 2,53 ∙ 1.6 + 0.79 + 0.28 = 4,139 Ом 2.45 + 2.38 + 0.28 Расчет токов и моментов: ′ 𝑅п.нас = 𝑟1 + 𝐶1п.нас ∙ 𝑟2𝜉 /𝑆 = 0.4 + 1.025 ∙ 0,896 = 1,318Ом ′ 𝑋п.нас = 𝑥1нас + 𝐶1п.нас ∙ 𝑥2𝜉нас = 0,773 + 1.025 ∙ 4,139 = 5,015 Ом 𝐶1п.нас = 1 + 𝑥1нас 0.773 = 1+ = 1,025 𝑥12п 29.76 Приведенный ток в обмотке ротора с учетом насыщения: ′ 𝐼2нас = 𝑈1ном 2 2 √𝑅п.нас + 𝑋п.нас = 220 √1,3182 + 5,0152 = 42,47 𝐴 Ток в обмотке статора с учетом насыщения: 𝐼1пнас = ′ 𝐼2нас 2 √𝑅п.нас + (𝑋п.нас + 𝑥12п )2 ∙ = 𝐶1п.нас ∙ 𝑥12п √1,3182 + (5,015 + 29.76)2 = 42,5 ∙ = 48,46 𝐴 1.025 ∙ 29.76 Кратность пускового момента с учетом влияния вытеснения тока и насыщения: 𝐼∗ = 𝐼1п.нас 48,46 = = 3,3 𝐼1ном 14,5 ′ 𝐼2нас 𝑆ном 42,47 2 2 𝑀 = ( ′ ) ∙ 𝐾𝑅 ∙ =( ) ∙ 1.12 ∙ 0.026 = 1,144 𝐼2ном 𝑆 6,77 ∗ Полученный в расчете коэффициент насыщения: ′ 𝐾нас = 𝐼1п.нас 48,46 = = 1,02 𝐼1 47,5 что отличается от принятого kнас=1,35 на 10 %. Если расхождение полученного k′нас и принятого первоначально kнас превышает 10÷15%, то расчет для s=1 повторяют скорректировав первоначальное задание kнас Для расчета других точек характеристики задаемся kнас, уменьшенным в зависимости от I1 , принимаем при: S=0.8 S=0.5 Kнас=1.3 Kнас=1.2 S=0.2 Kнас=1.1 S=0.1 Kнас=1.05 Данные расчета сведены в табл. 20. ходя из табл. 21 спроектированный асинхронный двигатель с h=160 (мм) удовлетворяет требованиям ГОСТ как по энергетическим показателям (КПД и cosφ), так и по пусковым характеристикам. Исполнени е 2 р 2 I P 4 4 4 6 8 ≤132 Mп * 1,7÷2 2÷2,2 2÷2,2 1,6÷1, 9 Высота оси вращения, мм 160÷250 * Iп Mп * Iп * 6,5÷7, 1,2÷1,4 7÷7,5 5 5÷7,5 1,2÷1,4 6,5÷7,5 4÷6,5 1,2÷1,3 5÷6,5 4÷5,5 1,2÷1,4 5,5÷6,5 Таблица 21 Кратность пусковых моментов Mп* и токов Iп* асинхронных двигателей по ГОСТ Тепловой расчёт На первоначальной стадии проектирования достаточно достоверную оценку теплового режима двигателя дает приближенный метод теплового расчета, основанный на упрощенном представлении о характере тепловых связей между элементами электрической машины. Для расчета нагрева асинхронных машин, спроектированных на базе серии 4А, берутся усредненные коэффициенты теплоотдачи с поверхности и теплопроводности изоляции в пазовой и лобовой частях обмоток. 64. Превышение температуры внутренней поверхности сердечника статора над температурой воздуха внутри двигателя, С △ 𝜃пов1 ′ 𝑃э.п1 + 𝑃ст.осн 455 + 262.5 =𝐾∙ = 0.19 ∙ = 13.23°𝐶 𝜋 ∙ 𝐷 ∙ 𝑙ст ∙ 𝑎1 3.14 ∙ 0.197 ∙ 0.17 ∙ 98 где К=0,19 (принимают по табл. 22) Средние значения коэффициента К для асинхронных двигателей серий 4А Число полюсов двигателя 2р Степе нь защит ы IP44 2 4 6 8 1 0 1 2 0,22 0,20 0,19 0,18 0,17 0,16 ′ 𝑃э.п1 = 𝐾𝜌 ∙ 𝑃э1 ∙ 2∙𝑙 2 ∙ 0.17 = 1.07 ∙ 1009 ∙ = 522 Вт 𝑙ср1 0.702 из табл. 20 для s=sном находим Pэ1=1009 (Вт); по рис. 23,б α1=98 (Вт/м2 °С); kρ=1,07. Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора, °С ∆𝜃из.п1 ′ 𝑃э.п1 𝑏из 𝑏1 + 𝑏2 = + ( ) 𝑍1 ∙ Пп1 ∙ 𝑙п1 𝜆экв 16 ∙ 𝜆′экв 522 0.4 7.2 + 9.6 = + ( ) ∙ 10−3 = 4.19° С 44 ∙ 0.054 ∙ 0.17 0.16 16 ∙ 1.4 Пп1 = 2ℎп.к + 𝑏1 + 𝑏2 = 2 ∙ 19.8 + 7.2 + 9.6 = 56.4 мм = 0.054 м α1, Вт/(м2∙˚С) αв, Вт/(м2∙˚С) α1, Вт/(м2∙˚С) αв, Вт/(м2∙˚С) α1, Вт/(м2∙˚С) α1, Вт/(м2∙˚С) Рис. 24. Средние значения коэффициентов теплоотдачи с поверхности α1 и подогрева воздуха αв, для асинхронных двигателей исполнения IP44: а – при h<160 (мм); б – при h=160..250 (мм); в – при h≥280 (мм) (для двигателей с продуваемым ротором) Для изоляции классов нагревостойкости B, F и H величина λэкв=0,16 (Вт/(м·оС)); по рис. 25 для dэл/dиз=1,5/1,585=0,95 находим λ’экв=1,4(Вт/(м∙оС)). Перепад температуры по толщине изоляции лобовых частей, °С ∆𝜃из.л1 = ′ 𝑃эл1 𝑏из.эл1 ℎп.к = ∙( + )= 2𝑍1 ∙ Пл1 ∙ 𝑙л1 𝜆экв 12 ∙ 𝜆′экв 556 0.05 19.8 ∙( + ) ∙ 10−3 = 0.97 °С 2 ∙ 44 ∙ 0.054 ∙ 0.181 0.16 12 ∙ 1.4 ′ 𝑃э.л1 = 𝐾𝜌 ∙ 𝑃э1 ∙ 2 ∙ 𝑙л1 2 ∙ 0.181 = 1.07 ∙ 1009 ∙ = 556 Вт 𝑙ср1 0.702 Пл1 = Пп1 = 0.054 м; 𝑏из.л1 = 0.05 ммдля всех типов обмотки. Превышение температуры наружной поверхности изоляции лобовых частей над температурой воздуха внутри машины, °С ∆𝜃пов.л1 ′ 𝐾 ∙ 𝑃э.л1 0.19 ∙ 556 = = = 12.9°С 2𝜋 ∙ 𝐷 ∙ 𝑙выл ∙ 𝑎1 2 ∙ 3.14 ∙ 0.197 ∙ 67.5 ∙ 10−3 ∙ 98 Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой воздуха внутри машины, °С ∆𝜃1′ = = (∆𝜃пов1 + ∆𝜃из.п1 ) ∙ 2 ∙ 𝑙п1 + (∆𝜃из.л1 + ∆𝜃пов.л1 ) ∙ 2 ∙ 𝑙л1 = 𝑙ср1 (13.23 + 4.19) ∙ 2 ∙ 0.17 + (0.97 + 12.9) ∙ 2 ∙ 0.181 = 15.59°𝐶 0.702 Превышение температуры воздуха внутри машины над температурой окружающей среды°С ∑𝑃В′ 1340 ∆𝜃В = = = 92.03°С 𝑆кор ∙ 𝑎В 1.04 ∙ 14 ′ ∑𝑃В′ = ∑𝑃′ − (1 − 𝐾) ∙ (𝑃э.п1 + 𝑃ст.осн ) − 0.9𝑃мех = = 2031 − (1 − 0.19) ∙ (522 + 262.5) − 0.9 ∙ 61.2 = 1340 Вт ∑𝑃′ = ∑𝑃 + (𝐾𝜌 − 1)(𝑃э1 + 𝑃э2 ) = 1932 + (1.07 − 1)(1009 + 409) = 2031 Вт 𝑆кор = (𝜋𝐷𝑎 + 8П𝑝 )(𝑙п1 + 2𝑙выл ) = (3.14 ∙ 0.272 + 8 ∙ 0.32)(0.17 + 2 ∙ 0.0675) = 1.04 м2 по рис. 26 Пр=0,32 (м) для h=160 (мм); по рис. 23, б п. 64 расчета αв=15 (Вт/(м2 ∙ оС)) для Da=0,272 (м). Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой окружающей среды , оС ∆𝜃1 = ∆𝜃1′ + ∆𝜃𝐵 = 15.59 + 92.03 = 107.6°𝐶 Полученное значение должно быть ниже чем допустимое превышение температуры для принятого класса изоляции (F=180ºC). Рис. 26. Средние значения периметра поперечного сечения рёбер асинхронного двигателя 4А Проверка условий охлаждения двигателя. Требуемый для охлаждения расход воздуха 𝐾𝑚 ∙ ∑𝑃′ 4.12 ∙ 2031 𝑄в = = = 0.083 м3 /с 1100 ∙ ∆𝜃𝐵 1100 ∙ 92.03 𝑛1 ∙ 𝐷𝑎 1000 ∙ 0.272 𝐾𝑚 = 𝑚′ ∙ √ = 2.5 ∙ √ = 4.12 100 100 Коэффициент m′=2,6 для двигателей с 2р=2 при h≤132 мм и m′=3,3 при h≥160 мм; m′=1,8 для двигателей с 2p≥4 при h≤132 мм и m′=2,5 при h≥160 мм. Действительный расход воздуха, обеспечиваемый наружным вентилятором 𝑄𝐵′ = 0.6 ∙ 𝐷𝑎3 ∙ 𝑛1 1000 = 0.6 ∙ 0.2723 ∙ = 0.12 м3 /с 100 100 Расход воздуха Q′в должен быть больше требуемого для охлаждения машины Qв. Для рассчитанного двигателя Q′в=0,12 (м3 /с); Qв=0,083 (м3 /с), что удовлетворяет условию Q′в>Qв. Нагрев частей двигателя находится в допустимых пределах. Вентилятор обеспечивает необходимый расход воздуха. Вывод: спроектированный двигатель отвечает поставленным в техническом задании требованиям.
