109027 (590975), страница 3

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 3)

Х/2 = х2 = 345,08 ∙10-6

= 4,846

Относительное значение

Х/2*= х/2 = 4,846

= 0,17

1.10. Расчет потерь для 2р=4

Потери в стали основные

Рст. осн = ρ1,0 150 ( )β∙(Kда∙В2а∙ma+KдZ∙В2Z1∙mZ1)=2,5∙(

)1,6∙ (1,6∙0,732∙19,23 + 1,8∙1,7862∙3,055) = 84,78 Вт

[ρ1,0 150 = 2,5 Вт/кг для стали 2013 по табл.9.28]

ma = 19,23 кг; Kда = 1,6; KдZ = 1,8; ВZ1 = 1,786 Тл; Ва = 0,73 Тл

m1 = 3,055кг

Поверхностные потери в роторе

Рпов2= рпов2(tZ2- bш2)∙Z2∙ℓст2 = 92,8∙(18,74-1,5)∙10-3∙18∙0,1754= 5,05 Вт

рпов2 = 0,5К0,2( )1,5 (В0,2 ∙tZ1∙103)2 = 0,5∙1,5(

)1,5 (0,2997 ∙ 0,0142 ∙103)2 = 92,8 Вт/м2,

В0,2 = β0,2 ∙Кδ∙ Вδ = 0,35∙ 1,204 ∙ 0,7111 = 0,2997 Тл

β0,2 = f(bШ1/0,5) = 50(3,5/0,5)∙ 10-3 = 0,35 м

Поверхностные потери в статоре.

Рпов1= рпов1(tZ1- bш1)∙Z1∙ℓст1 = 19,273∙(14,2-3,5)∙10-3∙24∙0,1754= 0,87 Вт

рпов1 = 0,5К0,1( )1,5 (В0,1∙tZ2∙103)2 = 0,5∙15(

)1,5 (0,13∙0,01874 ∙103)2 = 19,273 Вт/м2

В0,1 = β0,1 ∙Кδ∙ Вδ = 0,15∙ 1,204 ∙ 0,7111 = 0,13 Тл

β0,1 = f(bШ2/δ) = 0,15 м

Пульсационные потери в зубцах ротора.

Рпул2 = 0,11( )2 mZ2 = 0,11(

) ∙ 2,668 = 3,653 Вт

Впул2 = =

= 0,098 Тл

ВZ2ср = 1,8 (п.59 расчета); γ1= 4,083 mZ2 = 2,668 кг

Пульсационные потери в зубцах статора.

Рпул1 = 0,11( )2 mZ1 = 0,11(

)2 ∙ 3,055 = 0,307 Вт

Впул1 = =

= 0,0354

γ2 = = 1,125

ВZ1ср = 1,786 из п. 58 расчета mZ1 = 3,055 кг

Сумма добавочных потерь в стали

Рст. доб. = Рпов1 + Рпул1+ Рпов2 + Рпул2 = 0,87 +0,307+5,05+3,653 =9,88 Вт

Полные потери в стали

Рст. = Рст. осн. + Рст. доб = 84,78 + 9,88 = 94,66 Вт

Механические потери

Рмех = Кт( )2 ∙ (10∙Dвент)3 = 2,9 (

)2 ∙(10∙0,197)3 = 49,886 Вт

Холостой ход двигателя.

IХ.Х. = =

= 4,168 А

IХ.Х.а = =

= 0,301 А

Рэ1хх = m∙ I2μ∙r1 = 3∙4,1572 ∙1,044 = 54,123 Вт

Cosφx.x. = IХ.Х.а / IХ.Х. = 0,301 / 4,168 = 0,0722

1.11. Расчет рабочих характеристик для 2р=2

Параметры:

r12 = =

= 2,266 Ом

Х12 = =

- 3,18 = 34,28 Ом

С1 = 1 + = 1+

= 1,093

Используем приближенную формулу, т.к. < 10

γ = arctg = arctg

=

<10

Активная составляющая тока синхронного холостого хода.

I0a = =

= 0,5108 А

а/ = с21 = 1,0932 = 1,195

а = с1 ∙ r1 = 1,093 ∙ 0,522 = 0,5705

b= с1(х1+с1х/2) = 1,093(3,18+1,093∙1,046) = 4,725 Ом

Потери, не изменяющиеся при изменении скольжения.

Рст + Рмех = 283,135 + 199,544 = 482,679 Вт

Рассчитываем рабочие характеристики для скольжения 0,005; 0,01; 0,015; 0,02; 0,025; 0,0275; 0,03. После построения уточнения значение номинального скольжения Sном = 0,0234.

Расчеты сведены в таблице 1.1.

Таблица 1.1.

№ п/п	Расчетная формула	размерность	Скольжение S
			0,005	0,01	0,015	0,02	0,025	0,0275	0,03	Sком = 0,0234
1	а/r/2/S	Ом	78,353	39,18	26,12	19,56	15,67	14,246	13,06	16,742
2	R = a+ а/r/2/S	Ом	78,89	39,714	26,654	20,124	16,205	14,78	13,594	17,276
3	X= b+ b/r/2/S	Ом	2,293	2,293	2,293	2,293	2,293	2,293	2,293	2,293
4	Z =	Ом	78,92	39,78	26,8	20,254	16,37	14,957	13,79	17,428
5	I//2 = U1ном/Z	А	2,79	5,53	8,209	10,862	13,44	14,709	15,954	12,623
6	Cosφ/2 = R/Z	-	0,9996	0,999	0,9946	0,9936	0,9899	0,9882	0,9858	0,9913
7	Sin φ/2 = X/Z	-	0,0291	0,058	0,0856	0,1132	0,1401	0,1533	0,1633	0,13157
8	I1a = I0a + I//2 cosφ/2	А	3,226	5,962	8,602	11,23	13,74	14,97	16,165	12,95
9	I1p = I0p + I//2 sinφ/2	А	5,954	6,194	6,576	7,103	7,756	8,13	8,526	7,534
10	I1 =	А	6,772	8,597	10,83	13,29	15,78	17,04	18,28	14,983
11	I/2 = c1 ∙I//2	А	2,878	5,705	8,468	11,204	13,863	15,172	16,457	13,021
12	Р1 = 3 ∙U1номI1a10-3	кВт	2,13	3,935	5,68	7,412	9,07	9,882	10,67	8,547
13	Pэ1 = 3∙ I21r1 ∙10-3	кВт	0,072	0,116	0,1837	0,2766	0,39	0,455	0,5233	0,3515
14	Pэ2 = 3∙(I/2)2r/2 ∙10-3	кВт	0,0092	0,036	0,0792	0,1387	0,2123	0,2543	0,2992	0,1873
15	Pдоб = 0,005 ∙Р1	кВт	0,01065	0,0198	0,0284	0,03706	0,04535	0,04941	0,05335	0,04274
16	∑Р = Рст+Рмех+Рэ12 + Рэ1+Рдоб.	кВт	0,5744	0,6544	0,7739	0,935	1,13025	1,2413	1,3584	1,0642
17	Р2 = Р1 - ∑Р	кВт	1,556	3,28	4,91	6,48	7,94	8,641	9,312	7,483
18	η = 1- ∑P / P1	-	0,7303	0,8337	0,864	0,874	0,8754	0,8744	0,8727	0,8755
19	Cos φ = I1a/ I1	-	0,4704	0,6935	0,7943	0,845	0,8708	0,8787	0,8843	0,8644

1.12. Расчет пусковых характеристик для 2р = 2

а) расчет токов с учетом влияния изменения параметров под влиянием эффекта вытеснения тока (без учета влияния насыщения от полей рассеяния).

81. Активное сопротивление обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока.

ξ = 2πhc = 63,61hc

= 63,61∙14,55∙10-3 = 0,9255

hc = hn2 – (hШ2 +h/Ш) = 15,3 –(0,75+0) = 14,55 мм

по рис. 9.57 для ξ = 0,9255 находим φ= 0,89∙ξ4, т.к. ξ<1

r/a = rc = 82,95∙10-6 Ом

φ= 0,89∙0,92554 = 0,65306

Глубина проникновения тока

hr = =

= 8,8 мм

КД = φ/ = 0,96 (по рис. 9.58 для ξ = 0,9255 φ/ = 0,96)

так как (0,5∙9,1) ≤ 8,8 ≤ (6,6 +9,1∙0,5)

qr = =

= 68,05 мм2

br = b1 - = 9,1 -

= 7,62

Кr = qc / qr = 103,15 / 68,05 = 1,516

КR = 1+ = 1+

= 1,361

r2 = 118,6∙10-6 Ом; rс = 82,95 ∙10-6 Ом;

r/2ξ = КR∙ r/2 = 1,361∙0,3682 = 0,5011Ом

Индуктивное сопротивление обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока.

(по рис. 9.58) для ξ = 0,9255 φ/ = КД = 0,96

Кх = =

= 0,9926

λn2ξ = λn2- Δλn2 ξ= 1,2376-0,029506 = 1,208

Δλn2 ξ= λ/n2 (1-КД) = [ ] (1-КД) =

= [ ] (1-0,96) = 0,029506

Х/2ξ = Х/2 ∙Кх = 1,046 ∙ 0,9926 = 1,03826

Пусковые параметры

Х12n = Kμ ∙ X12 = 1,463∙36,316 = 53,13

Х12 = -Х1 =

-1,144 = 36,316

С1n = 1+ = 1+

= 1,0215

Расчет токов с учетом влияния эффекта вытеснения тока для S= 1

Rn = r1 +c1n∙r/2ξ / S = 0,522 +1,0215∙0,5011/1 = 1,034

Хn = X1+c1n∙ X/2ξ= 1,144+1,0215∙1,03826 = 2,2046

I/2n = =

= 90,35 А

I1n = I/2 = 90,35

= 92,135

Результаты расчетов для S= 1 и других скольжений сведены в табл. 1.2., 1.3

Таблица 1.2

№ п/п	Расчетная формула	размерность	Скольжение S
			1	0,8	0,5	0,2	0,1	Sком = 0,3449
1	ξ=2πhc	-	0,9255	0,828	0,6544	0,41	0,2927	0,5435
2	φ (ξ)	-	0,65306	0,4183	0,1633	0,0261	0,0065	0,0777
3	hr =hc / (1+φ)	мм	8,8	10,26	12,51	14,18	14,456	13,501
4	Kr = qc /qr	-	1,516	1,31	1,097	1	1	1,0314
5	KR = 1 + ( Kr -1)	-	1,361	1,217	1,068	1	1	1,022
6	r/2ξ = KR ∙r/2	Ом	0,5011	0,4481	0,3932	0,3682	0,3682	0,3763
7	KД = φ/(ξ)	-	0,96	0,965	0,97	0,98	0,99	0,975
8	λn2ξ = λn2 – Δλn2ξ	-	1,21	1,212	1,2155	1,223	1,2302	1,21916
9	Kx = Σλ2ξ/Σλ2	-	0,9926	0,9936	0,9944	0,9963	0,9981	0,99536
10	X/2ξ = Kx ∙ X/2	Ом	1,0383	1,039	1,04	1,042	1,044	1,041
11	Rn = r1 +c1n	Ом	1,034	1,094	1,3254	2,403	4,283	1,6365
12	Xn = x1 + c1n∙x/2ξ	Ом	2,2046	2,20534	2,20636	2,2084	2,21045	2,2074
13	I/2n =	А	90,35	89,363	85,475	67,415	45,644	80,062
14	I1n=I/2n	А	92,135	91,131	87,176	68,804	46,682	81,67

Таблица 1.3

№ п/п	Расчетная формула	размерность	Скольжение S
			1	0,8	0,5	0,2	0,1	Sком = 0,3449
1	Кнас =	-	1,3	1,25	1,2	1,15	1,1	1,18
2	Fn cp = 0,7		2524,985	2401,414	2205,307	1668,02	1082,513	2031,587
3	В= Fn ∙cp∙10-6/(1,6∙δ∙Cn)	Тл	3,33	3,17	2,908	2,2	1,43	2,68
4	Kδ = f (Bфδ)	-	0,66	0,7	0,74	0,85	0,93	0,78
5	С1 = (tz1 –bш1)(1-Кδ)	мм	3,638	3,21	2,782	1,605	0,749	2,354
6	λn1нас = λn1 – Δλn1нас	-	0,7442	0,7623	0,7824	0,8505	0,9168	0,8047
7	λД1нас = Кδ ∙ λД1	-	1,679	1,781	1,883	2,162	2,366	1,984
8	X1нас = x1 Σλ1нас/Σλ1	Ом	0,8452	0,8774	0,9101	1,0035	1,076	0,9434
9	С1nнас = 1+ Х1нас/Х12n	-	1,016	1,0165	1,01713	1,0189	1,0203	1,01776
10	С2 = (tz2 –bш2)(1-Кδ)	мм	5,862	5,172	4,482	2,586	1,207	3,793
11	λn2насξ = λn2ξ – Δλn2нас	-	0,8119	0,8244	0,8409	0,9066	1,0072	0,8609
12	λД2нас = Кδ ∙ λД2	-	1,716	1,82	1,924	2,21	2,418	2,028
13	X/2насξ = X/2 ΣХ2насξ/ Σλ2	Ом	0,7015	0,7321	0,7638	0,8563	0,9375	0,7964
14	Rnнас = r1 +c1n нас r/2ξ/S	Ом	1,031	1,091	1,322	2,398	4,279	1,632
15	Xnнас= X1нас+ С1nнас∙ X/2насξ	Ом	1,558	1,622	1,687	1,876	2,0325	1,754
16	I/2нас = U1/	А	117,754	112,552	102,646	72,262	46,445	91,816
17	I1nнас= I/2нас	А	119,32	1144,127	104,152	73,496	47,407	93,233
18	К/нас = I1нас / I1n	-	1,29	1,25	1,195	1,068	1,0155	1,1416
19	I1* = I1нас / I1ном	-	7,965	7,62	6,953	5	3,165	6,224
20	M* = ( )2KR ∙		2,605	2,66	3,106	3,603	2,977	3,45

1.13. Расчет пусковых характеристик с учетом влияния вытеснения тока и насыщения полей рассеяния для 2р= 2

Расчет проведен для точек характеристик соответствующих

S = 1; 0,8; 0,5; 0,2; 0,1; Sкр = 0,3449

Sкр = =

= 0,3449

Индуктивное сопротивление обмоток.

Принимаем Кнас = 1,3

Fn.ср = =

= 0,7 (0,625 + 0,7343 ∙ 0,7598

) = 2524,985 А

СN = 0,64+2,5 = 0,64+2,5

= 0,948

ВФδ = =

= 3,33 Тл

по рис. 9.61 для ВФδ = 3,33 Тл Кδ = 0,66

Сэ1 = (tZ1+bШ1)(1-Кδ) = (14,2-3,5)(1-0,66) = 3,638 мм

Δλn1нас = =

= 0,2484

[hк = =

= 2,8 мм]

Δλn1нас = λn1- Δλn1нас = 0,9926 – 0,2484 = 0,7442

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния обмотки статора с учетом влияния насыщения:

λД1нас = λД1 ∙Кδ = 2,544 ∙ 0,66 = 1,679

Х1нас = Х1 = Х1

=

= 1,144 = 0,8452

Х1нас – индуктивное сопротивление фазы обмотки статора с учетом влияния насыщения.

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния обмотки ротора с учетом влияния насыщения и вытеснения тока:

Δλn2нас = =

= 0,3981

Сэ2 = (tZ2+bШ2)(1-Кδ) = (18,74 - 1,5)(1-0,66) = 5,8616 мм

λn2насξ = λn2ξ - Δλn2нас = 1,21 – 0,3981 = 0,8119

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния ротора с учетом влияния насыщения:

λД2нас = λД2 ∙ Кδ = 2,6 ∙ 0,66 = 1,716

Приведенное индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока и насыщения:

Х/2ξ = Х/2 = Х/2

=

= = 0,7015

С1nкас = 1 + =

= 1,016

Расчет токов и моментов.

Rn = r1 + C1nнас ;

Rn = 0,522 + 1,016 = 1,0311 Ом

Хn = Х1 нас + С1nнас ∙ Х/2насξ = 0,8452 + 1,016 ∙0,7015 = 1,558 Ом

I/2нас = =

= 117,754 А

I1nнас = I/2нас =

= 117,754 = 119,32 А

Кратность пускового тока с учетом влияния вытеснения тока и насыщения.

In*= =

= 7,965

Кратность пускового момента с учетом влияния вытеснения тока и насыщения.

μn* = ( )2 ∙КR

= (

)2 ∙1,361

= 2,605

Полученный в расчете коэффициент насыщения

К/нас = =

= 1,29

Отличается от принятого от 0,77%, что удовлетворяет требованиям.

Принимаем при

S = 0,8 Кнас = 1,25

S = 0,5 Кнас = 1,2

S = 0,2 Кнас = 1,15

S = 0,1 Кнас = 1,1

S = 0,3449 Кнас = 1,18

Расчеты сведены в таблице 3.

Расчет рабочих характеристик для 2р = 4.

Рассчитываем рабочие характеристики для скольжений

S = 0,005; 0,01; 0,015; 0,02; 0,025; 0,03; 0,035; 0,04; Sном = 0,038

Результаты расчета сведены в таблицу 1.4

Таблица 1.4

№ п/п	Расчетная формула	размерность		Скольжение S
				0,005		0,01	0,015	0,02	0,025	0,03	0,035	0,04	Sком = 0,038
1	а/r/2/S	Ом	29,095		145,48	97	72,74	58,191	48,5	41,565	36,37	38,282
2	R = a+ а/r/2/S	Ом	293,164		147,694	99,214	74,954	60,405	50,714	43,78	38,584	40,496
3	X= b+ b/r/2/S	Ом	8,64		8,64	8,64	8,64	8,64	8,64	8,64	8,64	8,64
4	Z =	Ом	293,291		147,973	99,59	75,45	61,02	51,445	44,62	39,54	41,41
5	I//2 = U1ном/Z	А	0,7501		1,487	2,21	2,916	3,6054	4,28	4,931	5,564	5,313
6	Cosφ/2 = R/Z	-	0,9996		0,9984	0,9962	0,9934	0,9899	0,9858	0,9812	0,976	0,9779
7	Sin φ/2 = X/Z	-	0,02946		0,0584	0,08676	0,1145	0,1416	0,168	0,1936	0,2185	0,2085
8	I1a = I0a + I//2 cosφ/2	А	1,0423		1,777	2,5	3,19	3,861	4,512	5,131	5,723	5,49
9	I1p = I0p + I//2 sinφ/2	А	4,1791		4,244	4,35	4,491	4,668	4,88	5,112	5,373	5,286
10	I1 =	А	4,307		4,601	5,02	5,509	6,06	6,65	7,243	7,85	7,607
11	I/2 = c1 ∙I//2	А	0,7953		1,577	2,343	3,092	3,823	4,54	5,23	5,9	5,6334
12	Р1 = 3 ∙U1номI1a10-3	кВт	0,688		1,173	1,65	2,1054	2,55	2,978	3,39	3,78	3,6234
13	Pэ1 = 3∙ I21r1 ∙10-3	кВт	0,1162		0,1326	0,1579	0,1901	0,23	0,277	0,3286	0,386	0,625
14	Pэ2 = 3∙(I/2)2r/2 ∙10-3	кВт	0,0025		0,0097	0,02132	0,0371	0,057	0,08	0,1062	0,1351	0,1232
15	Pдоб = 0,005 ∙Р1	кВт	0,00344		0,0059	0,00825	0,01053	0,01275	0,0149	0,01695	0,0189	0,01812
16	∑Р = Рст+Рмех+Рэ12 + Рэ1+Рдоб.	кВт	0,2667		0,29272	0,33202	03823	0,4443	0,51645	0,5963	0,68455	0,64837
17	Р2 = Р1 - ∑Р	кВт	0,4213		0,8803	1,318	1,723	2,106	2,462	2,794	3,1	2,975
18	η = 1- ∑P / P1	-	0,6124		0,7504	0,7988	0,8184	0,8258	0,8266	0,8241	0,8189	0,82106
19	Cos φ = I1a/ I1	-	0,242		0,3862	0,498	0,5791	0,6371	0,6785	0,7084	0,729	0,7217

1.14. Расчет пусковых характеристик для 2р=4

Расчет токов в пусковом режиме с учетом влияния эффекта вытеснения тока.

Активное сопротивление обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока.

[υрасч = 115 0С, ρ115 = 10-6 / 20,5 Ом ∙м, f1 = 50 Гц]

ξ= = 63,61∙ hc

= 63,41 ∙14,55 ∙ 10-3 = 0,9255

hc = 14,55 мм; r/c = rc = 82,95 ∙10-6 Ом

φ = 0,89 ∙0,92554 = 0,65306, так как ξ < 1

hr = =

= 8,8 мм

КД = φ/ = 0,96 (по рис. 9.58 для ξ = 0,9255).

qr = 68,05 мм2 ,

где br = b1 - (hr -

) = 9,1 -

(8,8-

) = 7,62 мм

qr = =

= 68,05 мм2

Кr = qc / qr = 103,15 ∙ 10-6 / 68,05 ∙10-6 = 1,516

КR = 1 + ∙( Кr-1) = 1 +

(1,516-1) = 1,4645,

где r2 = 92,14 ∙10-6 Ом

Приведенное сопротивление ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока.

r/2ξ = КR ∙ r/2 = 1,465 ∙ 1,294 = 1,896

Индуктивное сопротивление обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока.

Кх = =

= 0,9924

λn2ξ = λn2 - Δ λn2ξ = 1,238 – 0,0295 = 1,2085

Δ λn2ξ = λ/n2 (1-КД) = [ ] (1- КД) = 0,0295

х/2ξ = х/2 ∙ Кх = 4,85 ∙0,9924 = 4,813

С1n = 1 + = 1+

= 1,0546

Х12 = - х1 =

-3,18 = 49,743 Ом

Х12n = Х12 = Кμ∙х12 = 1,1714 ∙49,743 = 58,27 Ом

Sкр ≈ =

= 16,46

Расчет токов с учетом влияния вытеснения тока.

Rn = r1 + C1n ∙ r/2ξ / S = 2,088 + 1,0546 ∙1,294 / 1 = 2,903

Хn = х1 + C1n ∙ х/2ξ = 3,18+ 1,0546 ∙4,813 = 8,256

I/2n = =

= 25,14 А

I1n = I/2n = 25,14

= 27,242 А

Подробный расчет приведен для S= 1.

Данные расчета остальных точек сведены в таблице 1.5.

№ п/п	Расчетная формула	размерность	Скольжение S
			1	0,8	0,5	0,2	0,1	Sком = 0,1646
1	ξ= 63,61hc	-	0,9255	0,828	0,6544	0,414	0,2927	0,3755
2	φ (ξ)	-	0,6531	0,4183	0,1632	0,0261	0,0065	0,0177
3	hr =hc (1+φ)	мм	8,8	10,26	12,51	14,18	14,46	14,3
4	Kr = qc /qr	-	1,516	1,31	1,1	1	1	1
5	KR = 1 + ( Kr -1)	-	1,465	1,28	1,09	1	1	1
6	r/2ξ = KR ∙r/2	Ом	1,896	1,656	1,41	1,294	1,294	1,294
7	KД = φ/(ξ)	-	0,96	0,965	0,97	0,98	0,99	0,985
8	λn2ξ = λn2 – Δλn2ξ	-	1,21	1,212	1,2155	1,223	1,2302	1,2265
9	Kx = Σλ2ξ/Σλ2	-	0,9924	0,9936	0,9944	0,9963	0,9981	0,9972
10	X/2ξ = Kx ∙ X/2	Ом	4,813	4,819	4,823	4,832	4,841	4,836
11	Rn = r1 +c1n	Ом	2,903	3,8	4,82	8,9	15,7	10,21
12	Xn = x1 + c1n∙x/2ξ	Ом	8,256	8,077	8,08	8,091	8,1	8,095
13	I/2n =	А	25,14	24,646	23,38	18,3	12,453	16,9
14	I1n=I/2n	А	27,242	26,653	25,31	19,94	13,821	18,466

1.15. Расчет пусковых характеристик с учетом эффекта вытеснения тока и насыщения от полей рассеяния для 2р=4

Индуктивное сопротивление обмоток.

Принимаем Кнас = 1,05.

Fпр. ср. = (К/β+ Ку

) =

= ∙(1+1

)= 1027,841 А

СN = 0,64 +2,5 = 0,948

ВФδ = =

= 1,355

по рис. 9.61 для В = 1,355 Кδ = 0,95

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния обмотки статора с учетом влияния насыщения:

Сэ1 = (tZ1 – bш1)(1-Кδ) = (14,2-3,5)(1-0,95) = 0,535

Δ λn1нас = ∙

=

= 0,08255,

где hк = 2,8 мм

λn1нас = λn1- Δ λn1нас = 1,121 -0,08255 = 1,038455

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния обмотки статора с учетом влияния насыщения:

λД1нас = λД1 ∙ Кδ = 4,57 ∙0,95 = 4,3415

Индуктивное сопротивление фазы обмотки статора с учетом влияния насыщения:

Х1нас = Х1 = 3,18

= 3,013051

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния обмотки ротора с учетом влияния насыщения и вытеснения тока:

Δ λn2нас = ∙

=

= 0,1825

Сэ2 = (tZ2 – bш2)(1-Кδ) = (18,44- 1,5)(1-0,95) = 0,862

λn2насξ = λn2ξ - Δ λn2нас = 1,21 – 0,1825 = 1,02753

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния ротора с учетом насыщения:

λД2нас = λД2 ∙ Кδ = 2,6 ∙0,95 = 2,47

Приведенное индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока и насыщения:

Х/2насξ = Х/2 = 4,846

= 4,42054

С1nнас = 1 + = 1 +

= 1,05171

где Х12 = 58,27

Расчет токов и моментов:

Rnнас = r1 + C1nнас = 2,088 +1,05171

= 4,082

Хnнас = Х1нас + C1nнас ∙ Х/2насξ = 3,013051+1,05171 ∙4,42 = 7,662

I/2нас = =

= 25,341 А

I1nнас = I/2нас = 25,341

= 27,316

Краткость пускового тока с учетом влияния эффекта вытеснения тока и насыщения:

In*= =

= 3,6

Кратность пускового момента с учетом влияния вытеснения тока и насыщения.

μn* = ( )2 ∙КR

= (

)2 ∙1,465

= 1,1265

Полученный в расчете коэффициент насыщения

К/нас = =

= 1,025

Отличается от принятого К/нас = 1,05 на 0,5%, что удовлетворяет требованиям.

Для расчета других точек характеристики задаемся Кнас уменьшенным в зависимости от тока I1.

Принимаем при

S = 0,8 Kнас = 1,04

S = 0,5 Kнас = 1,03

S = 0,2 Kнас = 1,02

S = 0,1 Kнас = 1,01

S кр= 0,1646 Kнас = 1,0165

Данные расчета сведены в таблицу 1.6.

№ п/п	Расчетная формула	размерность	Скольжение S
			1	0,8	0,5	0,2	0,1	Sком = 0,1646
1	Кнас =	-	1,05	1,04	1,03	1,02	1,01	1,0165
2	Fn cp = 0,7	А	1027,841	996,04	936,757	730,841	501,601	674,5
3	В= Fn ∙cp∙10-6/(1,6∙δ∙Cn)	Тл	1,355	1,313	1,235	0,9637	0,6614	0,8894
4	Kδ = f (Bфδ)	-	0,95	0,955	0,96	0,97	0,99	0,98
5	С1 = (tz1 –bш1)(1-Кδ)	мм	0,535	0,4815	0,428	0,321	0,107	0,214
6	λn1нас = λn1 – Δλn1нас	-	1,038455	1,046	1,0537	1,06957	1,10317	1,086042
7	λД1нас = Кδ ∙ λД1	-	4,3415	4,36435	4,3872	4,433	4,524	4,479
8	X1нас = x1 Σλ1нас/Σλ1	Ом	1,05171	1,052	1,052705	1,05284	1,054	1,05341
9	С1nнас = 1+ Х1нас/Х12n	-	3,01305	3,0294	3,0458	3,07881	3,146	3,1122
10	С2 = (tz2 –bш2)(1-Кδ)	мм	0,862	0,7758	0,6896	0,5172	0,1724	0,3448
11	λn2насξ = λn2ξ – Δλn2нас	-	1,0275	1,04155	1,05803	1,0948	1,17866	1,13305
12	λД2нас = Кδ ∙ λД2	-	2,47	2,483	2,496	2,522	2,574	2,548
13	X/2насξ = X/2 ΣХ2насξ/ Σλ2	Ом	4,4205	4,45435	4,49123	4,5698	4,7397	4,65014
14	Rnнас = r1 +c1n нас r/2ξ/S	Ом	4,082	4,2656	5,0566	8,89986	15,7268	10,37
15	Xnнас= X1нас+ С1nнас∙ X/2насξ	Ом	7,66218	7,71535	7,774	7,89	8,1418	8,0107
16	I/2нас = U1/	А	25,741	24,9546	23,7226	18,497	12,423	16,79
17	I1nнас= I/2нас	А	27,316	26,918	25,616	20,252	13,96	18,77
18	К/нас = I1нас / I1n	-	1,025	1,021	1,02	1,0187	1,0153	1,016463
19	I1* = I1нас / I1ном	-	3,6	3,54	3,37	2,66	1,835	2,47
20	M* = ( )2KR ∙		1,1265	1,193	1,47	2,04845	1,85	2,05

2. Тепловой расчет

102. Превышение температуры внутренней поверхности сердечника над температурой воздуха внутри двигателя.

Δυпов1 = К = 0,22

= 9,430С

[по табл. 9.35 К = 0,22; Р/эп1 = Кр∙Рэ1 ]= 1,07∙351,5

= 198,3 Вт, где из табл. 1 для S= Sном Рэ1 = 0,3515 кВт, по (рис.9.67а) α1= 169 Вт/ (м2∙0С); Кр = 1,07 (класс F)].

103. Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора:

Δγиз.n1= =

∙10-3= 2,860С

[Пп1 = 2hnк+b1+b2 = 2∙13,16+9,1+12,55 = 47,97 мм]

λэкв = 0,16 Вт/ (м2∙0С) для изоляции класса нагревостойкости F;

находим λ/экв (по рис.9,69) для d/dиз = 1,32/1,405 = 0,9395

λ/экв = 1,3 Вт/ (м2∙0С);

104. Перепад температуры по толщине изоляции лобовых частей:

Δυиз.л1= =

∙10-3= 0,5180С

[Р/эл1 = Кр ∙РЭ1 =1,07∙ 351,5

= 177,82 Вт

Пл1 = Пп1 = 0,04797 м; bиз.л1 max = 0].

105. Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей над температурой воздуха внутри двигателя:

Δυпов.л1= =

= 8,550С

106. Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой воздуха внутри двигателя.

Δυ/1 = =

= = 10,770С

107. Превышение температуры воздуха внутри двигателя над температурой окружающей среды:

ΔυВ = =

= 54,80С

[ΣР/в = ΣР/- (1-К)(Р/эп1 + Рст.осн) – 0,9Рмех = 1101,89-(1-0,22)(198,3+234,43) = 764,36Вт.

ΣР = 1064,173 из табл.1 для S = Sном; Sкор = 0,6064 м2

Sкор = (πD+8Пр)(1+2ℓвыл) =

= (π∙0,197-8∙0,22)(0,1754+2∙0,039747) = 0,6064 м2

где (по рис. 9.70) Пр = 0,22 м для h = 112 мм;

(по рис. 9.67 а) αВ = 23 В/(м2∙0С) для Da = 0,197 м].

Рэ2 = 187,3 Вт из табл. 1 для S = Sном

ΣР/ = ΣР- (Кр- 1)(Рэ1 + Рэ2) = 1064,173-(1,07-1)(351,5+187,3) = 1101,89Вт.

108. Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой окружающей среды:

Δυ1 = Δυ/1 + ΔυВ = 10,77+54,8 = 65,570С

109. Проверка условий охлаждения двигателя.

Требуемый для охлаждения расход воздуха:

Qв = =

= 0,0801 м3/с

Км = m/ = 2,6

= 6,32

Расход воздуха, обеспечиваемый наружным вентилятором:

Q/В = 0,6 D3A = 0,6∙ 0,1973

= 0,1376 м3/с

Нагрев частей двигателя находится в допустимых пределах.

Вентилятор обеспечивает необходимый расход воздуха.

Вывод: спроектированный двигатель отвечает поставленным в техническом задании требованиям.

Примечание: выше приведенные расчеты приведены лишь для большей частоты вращения.

3. Механический расчет вала

Самым нагруженным в механическом отношении элементом проектируемого асинхронного двигателя является вал. Ниже представлены результаты механического расчета вала на прочность и жесткость, проведенные по методике, изложенной в §8.3 [1]

На рисунке представлен эскиз рассматриваемого вала. Эскиз полностью аналогичен рис. 8.14 [1]. Геометрические размеры вала приведены в миллиметрах. Расчет параметров участков вала, входящих в формулу 8.16 /1/, выполнен в соответствии с табл. 8.3 [1] и сведены в табл. 3.1.

1. Прогиб вала посредине магнитопровода под давлением силы тяжести ротора.

fG = (Sb∙a2 + Sa ∙b2) =

∙ (468,414∙102∙182∙10-4+ 327,408 ∙102∙20,62∙10-4) = 413 ∙10-8 м

[Sb = 468,414 ∙102м-1 и Sa = 327,408 102 м-1взяты из табл. 3.1

Gp = 9,81∙mp = 9,81∙ 13,15 = 129Н; mp= 6500∙D22∙ℓ2 = 6500(107,4∙10-3)2∙175,4∙10-3 = 1,15 кг]

2. Прогиб вала посредине магнитопровода ротора от поперечной силы муфты:

fn = [(

ℓ∙S0- Sв)∙а +Sab] =

∙ [(

38.8∙10-2∙25,4∙104 – 468,414 ∙102)∙18,4∙10-2+327,408∙102∙20,6∙10-2] = 668,5 ∙10-8 м

[Fn = Kn ∙Mком /R = 0,3 ∙23,875/0,5∙84∙10-3 = 170,536 Н]

Dм – диаметр по центрам пальцев муфты = 84 мм

Мком = 9550 Рном/nном = 9550 =23,875 Н∙м

3. Первоначальное смещение ротора.

е0 = 0,1∙δ + fc1 + fn = 0,1∙0,5∙10-3 + 413∙10-8 + 668,5∙10-8 = 0,0060815∙10-2м

4. Начальная сила одностороннего магнитного притяжения:

Т0 = 2,94D2 ∙ℓ2 ∙105 = 2,94∙107,4∙10-3∙175,4∙10-3

∙105=673,631 Н

D2 – диаметр ротора; ℓ2 – длина ротора без радиальных каналов.

5. Прогиб от силы Т0.

fТ = fa ∙T0 / Gp = = 0,00215666∙10-2 м

6. Установившийся прогиб вала от одностороннего магнитного притяжения

fм = =

= 0,00334172∙10-2 м

где m = fT/e0 = 0,00215666∙ 10-2/0,0060815∙10-2 = 0,35462633

7. Суммарный прогиб посредине магнитопровода ротора.

f = fм+ fa+ fn = 0,00334172 +413∙10-8 + 668,5 ∙10-8 = 4423,22∙10-8 м

т.е. составляет 8,85 %, что допустимо.

8. Критическая частота вращения.

nкрит = 30 = 30

= 11859,103

11860 > 1,3 nном

9. В расчете на прочность принимаем коэффициент перегрузки К = 2, α=0,6.

Напряжение на свободном конце вала в сечении А.

МиА = К ∙Fn ∙Zi = 2∙170,536 ∙6,7 ∙10-2 = 22,865 Нм

Wa = 0,1 ∙d3 = 0,1∙(2,8∙10-2)3 = 2,2 ∙10-6 м3

GпрА = =

= 166,616 ∙105 Па

10. Напряжение в сечении Б.

МиБ = К ∙Fn ∙Zi = 2∙170,536 ∙13,5 ∙10-2 = 46,072 Нм

Wa = 0,1 ∙d3 = 0,1∙(3∙10-2)3 = 2,7 ∙10-6 м3

GпрА = =

= 200,94 ∙105 Па

11. Напряжение в сечении Е.

МиЕ = К ∙Fn ∙С∙(1- )+(Ср+Т)

= 2∙170,536 ∙18 ∙10-2(1-

) + (129+1043,784)

= 78,14 Нм;

где Т = Тс/(1-m) = 673,631/(1-0,3546) = 1043,784 Н

WЕ = 0,1 ∙d3 = 0,1∙(3,7∙10-2)3 = 5,0653 ∙10-6 м3

GпрЕ = =

= 164,3075 ∙105 Па

12. Напряжение в сечении Д.

МиД= 2∙170,536 ∙18 ∙10-2 (1- )+(129+1043,784)

= 60,198 Нм

WД = 0,1∙(4,1∙10-2)3 = 6,8921 ∙10-6 м3

GпрД = = 96,731 ∙105 Па

13. Напряжение в сечении Г.

МиГ= [K∙Fn∙C + (Gp+T)b] = [2∙170,536∙18∙10-2 (129+1043,784)∙20,6 ∙10-2]

= 23,427 Нм

WГ = 0,1∙(4∙10-2)3 = 6,4 ∙10-6 м3

GпрД = = 57,826 ∙105 Па

14. Напряжение в сечении Ж.

МиЖ= [K∙Fn∙C + (Gp+T)b] = [2∙170,536∙18∙10-2 (129+1043,8)∙20,6 ∙10-2]

= 71,842 Нм

WЖ = 0,1∙(4,1∙10-2)3 = 6,8921 ∙10-6 м3

GпрЖ = = 112,221 ∙105 Па

Для стали марки 45 предел текучести равен 3600 ∙105 Па.

Из сопоставленных данных следует, что наиболее нагруженным является сечение А, для которого

Gпр = 166,616 ∙105 Па < 0,7∙3600 ∙105 Па.

Таким образом, вал удовлетворяет всем требованиям механических расчетов.

Таблица 3.1.

4. Технологический процесс изготовления обмотки статора

4.1. Основные технологические операции

Фактически технологический процесс изготовления обмотки статора сводится к следующим основным операциям:

1. Пазоизолировка.

2. Намотка или укладка в пазы катушечных групп.

3. Заклеивание обмотки в пазы.

4. Бандажирование лобовых частей.

5. Пропитка.

6. Сушка.

7. Испытание.

Ниже эти операции описаны подробно.

Кроме перечисленных основных имеются заготовительные процессы. К ним принадлежат: порезка рулонов изоляционного материала на ролики для последующего изготовления из них пазовых коробов, крышек и других деталей; изготовление междуфазных прокладок; порезка трубчатых изоляционных материалов; изготовление выводов обмотки из монтажных проводов.

При ручной укладке обмотки к заготовительным процессам относят также намотку катушек.

В серии 4А весь комплекс статорообмоточных операций для двигателей мощностью до 100 кВт механизирован. Первая операция – изолирование пазов статора осуществляется на станках полуавтоматах моделей ИПС-3-4; ИПС-5М; ИПС-8; ИПС-4 отечественного производства конструкции ВНИИТэлектромаш. В станке материал формируется по форме паза и подается в паз статора. Усилие подачи коробочки в паз контролируется предохранительной муфтой. Станки легко перестраиваются на разные части пазов и на различные исполнения статоров.

Н аиболее часто применяемая конструкция пазовой изоляции, разработанная с учетом требований машинных процессов, показана на рис. 4.1, а. Так как пазовый

Рис. 4.1 Конструкция пазовой изоляции с основными размерами.

короб 3 открытый, т. е. боковые кромки его разомкнуты, внутрь короба поверх катушки 2 устанавливают пазовую крышку 1 таким образом, чтобы боковые стороны короба и крышки взаимно перекрывались. Значение этого перекрытия выбирают из условий обеспечения требуемой электрической прочности изоляционной конструкции. Если в одном пазу находятся стороны двух катушек, их разделяют межслойной прокладкой 4.

В рассматриваемой конструкции изоляции пазовая крышка одновременно с функциями изоляционной детали выполняет роль клина, крепящего катушку в пазу, поэтому ее называют крышкой-клином, а процесс установки — заклиниванием обмотки. Пазовый короб имеет манжеты 5 (рис 4.1,б), фиксирующие его в пазу в продольном направлении. Чаще других применяют простую конструкцию с одинарными манжетами. На рис. 4.1 б, в указаны основные размеры короба, а на рис. 4.1 г – крышки.

Следующая операция- укладка обмотки в пазы статора. Станки для укладки обмотки работают по двум различным схемам: 1) непосредственная укладка проводников в паз; 2) раздельная намотка секции и пересыпка их в пазы статора. На станках непосредственной укладки провод протягивается через ролики в фильеру проводоводителя. На нем установлены специальные кольца, при помощи которых провод протаскивается в паз и забрасывается на пластины и крючья, образующие лобовые части. Проводоводитель совершает сложные возвратно-поступательные движения вдоль оси (провод проводится через паз) и вращательные вокруг оси статора (образуется лобовая часть). Пример такого станка серии WST-600 («Электромат» Германия).

Более эффективными являются станки раздельной намотки. Комплекс этого станка состоит из двух агрегатов. На первом наматываются на шаблоны секции, которые на специальной оправке переносятся на второй агрегат с установленным на нем сердечником статора. Здесь секции втягиваются в паз на один ход, после чего производится заклиновка рулонным синтетическим материалом. Примером такого оборудования служит комплекс станков НК-7 и ОСР-3, разработанных ВНИИТэлектромаш. Далее производится намотка катушечных групп электродвигателя. Шаблон размещается на планшайбе шпинделя станка. С помощью раскладчика осуществляется однородная намотка. Все операции (намотка, обрезка, пересыпание на съемник и т.д.) производятся автоматически от гидросистемы. Катушки укладывают на оправку, куда устанавливается статор, закрепленный на подвижной каретке. Происходит одновременное всыпание и заклинивание в пазах. Подвижная каретка переходит на формовочную позицию, где происходит отжим лобовых частей. Для всыпания второго яруса катушек цикл повторяется.

Опрессованые статоры бандажируются на станках типа БС, разработанных ВНИИТэлектромаш. Бандажирование производится лавсановым шнуром повышенной прочности, при этом игла проходит в просветы между катушками, делает петлю и затягивает ее. После бандажирования статор испытывают и посылают на пропитку.

Технологический процесс пропитки обмоток: электрических машин является неотъемлемой частью процесса изготовления электродвигателей. Применительно к современным электрическим машинам он должен обеспечивать:

цементацию проводников обмотки, предупреждающую вибрацию отдельных проводников и истирание изоляции;

повышение теплопередачи от проводников, лежащих в пазах, к сердечнику;

создание дополнительной защиты от увлажнения изоляции проводников и действия; агрессивных сред.

Эти условия удовлетворяются при использовании современных пропиточных составов основой которых являются главным образом синтетические смолы. Существуют различные способы введения пропиточного состава в обмотки. Выбор способа диктуется конструктивными особенностями пропитываемых изделий, применяемым пропиточным составом, характером производства изделий.

Пропитка статоров двигателей с высотами оси вращения до 180 мм осуществляется капельным (струйным) методом пропиточными составами без растворителей на специальных роторных установках УПС конструкции ВНИИТэлектромаш. К основным преимуществам капельного метода относятся:

значительное сокращение длительности процесса пропитки и термообработки обмоток;

* отсутствие необходимости в зачистке поверхностей пакетов от наплывов пропиточного состава;

* очень малые потери пропиточного состава;

* хорошее заполнение обмотки смолой при однократной пропитке;

* хорошая цементация витков обмотки;

* компактное технологическое оборудование, требующее небольших производственных площадей; * возможность автоматизации процесса пропитки и термообработки;

* снижение трудоемкости процесса пропитки и термообработки;

* снижение расхода электроэнергии, особенно при токовом нагреве обмоток;

* малое выделение летучих, отсутствие взрывоопасной среды, что дает возможность встраивать технологическое оборудование в поточно-механизированные линии изготовления сердечников статоров или якорей.

Основное преимущество составов без растворителей в том, что процесс их полимеризации протекает в течении 15-30 мин, в то время как полимеризация основы лаков с растворителями требует 8-10 ч. Поскольку лаки с растворителями содержат до 50 % (основы) смолы, а без растворителей – около 100%, заполнение обмоток смолой при применении последних в 2 раза больше, чем при пропитке лаками с растворителями, т.е. улучшается качество пропитки, увеличивается теплопроводность системы изоляции, повышается надежность обмотки. При пропитке лак подается регулируемой струйкой из сопла на лобовую часть обмотки, статор в этот момент медленно вращается, ось его наклонена в вертикальной плоскости. Лак растекается по проводникам лобовой части, затекает в паз. Статор при этом нагревается пропускаемым по обмотке током промышленной частоты, что способствует вначале процессу повышения жидкотекучести лака, уменьшению его вязкости, а затем – отверждению. После пропитки обмотку сушат. Чем выше температура сушки, тем быстрее удаляется влага из обмотки, однако нельзя превышать температуру, определяемую нагревостойкостью изоляции, во избежание ее ускоренного старения. Значительно скорее происходит сушка под вакуумом. Перед вакуумной сушкой обмотки прогревают при атмосферном давлении. После сушки обмотку подвергают контрольным испытаниям.

При испытаниях обмотка подвергается действию повышенных напряжений, токов, скоростей вращения. Обмотки контролируют и испытывают после изготовления элементов обмотки, после укладки обмотки в пазы, после сборки машины и в процессе эксплуатации.

После изготовления элементов обмотки их контролируют и испытывают, чтобы не допустить укладки в пазы заведомо негодных катушек. Уложив обмотку в пазы, выявляют ослабления и нарушения изоляции, происходящие в процессе укладки обмоток в пазы, так как это нельзя проверить в собранной машине. При испытаниях собранной машины проверяют надежность обмоток при повышенных скоростях вращения и под нагрузкой.

4.2. Стандартизация

На современном уровне промышленного развития без широкого применения унификации и стандартизации невозможна организация рентабельного производства и эксплуатации электрических машин. Стандартизацией решаются задачи уменьшения затрат на производство и эксплуатацию электрических машин, а также задачи минимизации затрат общественного труда на генерирование, передачу электрической энергии и ее преобразование в механическую. Для достижения этой цели с позиций потребителя желательно для каждого конкретного механизма иметь специальную электрическую машину. С позиций производителя желательно в максимальной мере сохранить номенклатуру выпускаемых электрических машин и получить минимум затрат труда при их производстве, а также эксплуатационном обслуживании и ремонте.

Исходя из этого, стандартизация электрических машин имеет ряд особенностей. Потребителю стандартизация должна обеспечить возможность получения электрических машин с необходимыми электромеханическими характеристиками, возможность подключения электрической машины к электрическим сетям, ее сопрягаемость с производственными механизмами и возможность ее замены при необходимости другой однотипной машиной, изготовленной другими фирмами или заводами.

Производителю электрических машин стандартизация должна обеспечить возможность выпуска большего разнообразия машин при минимальной перестройке технологии и оснащения для сохранения при этом массового или крупносерийного характера производства.

Для удовлетворения этих требований стандартизация электрических машин строится по иерархическому принципу. Основу этой системы составляют группы стандартов верхнего, среднего и нижнего уровней.

Группа стандартов верхнего уровня, так называемые, основополагающие, распространяется на все виды и типы машин. Ряд групп стандартов, распространяющихся на отдельные виды машин, относятся к среднему уровню, и ряд стандартов на конкретные совокупности машин - к нижнему уровню.

В группу основополагающих стандартов входят ГОСТ, обеспечивающие конструктивную совместимость с производственными механизмами и взаимозаменяемость машин, ряды номинальных напряжений, частот тока и частот вращения, с которыми разрешается проектировать и изготовлять электрические машины. В эту же группу входят ГОСТ, устанавливающие единую терминологию, единые методы испытаний, единые требования стойкости к внешним воздействиям.

Стандартизация электрических машин базируется на нескольких принципах:

1) должно быть сгруппировано для унификации и последующей стандартизации все то, что прямо не препятствует получению любых необходимых потребителям характеристик электрических машин;

2) должны быть стандартизированы конструктивные параметры, обеспечивающие максимальную выгоду как производителю, так и потребителю за счет конструктивной взаимозаменяемости составных частей и машины в целом;

3) должны быть созданы ограничительные стандарты, исключающие возможность создания электрических машин с очень близкими или совпадающими по основным параметрам характеристиками.

Разработка и установление технических нормативов и норм на конкретные группы и виды электрических машин осуществляется на основе объединения их в группы однородной народнохозяйственной продукции – продукции, обладающей одинаковыми принципами действия и свойствами, общими значениями основных конструктивно - технологических параметров и одинаковым или подобным целевым ( функциональным) назначением.

5. Шум и вибрация электрических машин

Человеческий организм подвергается воздействию смешанных нагрузок, а в традиционных электрических машинах – шума и вибрации. Воздействие шума повышенного уровня громкости на человеческий организм может отрицательно сказывается на нервной системе человека в целом, а также может повредить слуховой аппарат. Сильная кратковременная вибрация оказывает физическое и физиологическое воздействие на человека. многочисленные наблюдения показывают, что работа, и особенно отдых, при повышенных уровнях громкости шума приводит к повышению кровяного давления и раздражительности. Общее самочувствие ухудшается, а трудоспособность, особенно при умственном труде, понижается.

Источниками являются:

а) Электромагнитные силы. Эти силы действуют в воздушном зазоре между статором и ротором и имеют характер вращающихся или пульсирующих силовых волн. Их величина зависит от электромагнитных загрузок и некоторых конструктивных и расчетных параметров активного ядра машины. Вызывая электромагнитными силами вибрация зависит от характеристик статора как колебательной системы. В большинстве типов электрических машин значение магнитной вибрации в диапазоне 100-4000 Гц.

б) Подшипники качения. Интенсивность звука этого источника зависит от следующих факторов: от качества изготовления самих подшипников; от точности обработки мест под посадку подшипников и замков в щитах для их фиксации относительно корпуса машины; от свойств подшипниковых щитов, которые при неудачных конструктивных формах могут быть интенсивными излучателями шума, возбуждаемого подшипниками;

в) Аэродинамические силы. Интенсивность звука вентиляторов и вентиляционных каналов электрической машины зависит от того, насколько хорошо с точки зрения аэродинамики и акустики они сконструированы. Особое внимание здесь уделяется также конструированию тонкостенных воздуховодов, которые могут являться интенсивными излучателями шума. Хорошо выполненная в аэродинамическом отношении электрическая машина не содержит в спектре шума дискретных составляющих;

г) Механическая несбалансированность роторов. Ротор возбуждает ощутимые вибрации особенно в быстроходных машинах с частотами вращения 3000 об/мин и выше. Уменьшение небаланса ротора достигается динамическим уравновешиванием ротора на балансировочном станке или, в особых случаях, в собранной машине. Чрезвычайно важным является процесс изготовления ротора, при котором была бы достигнута максимальная монолитность вращающихся обмоток;

д) Трение щеток о коллектор или контактные кольца. Возбуждаемый трением шум является преимущественно высококачественным, особенно проявляется в крупных машинах постоянного тока с большим щеточным аппаратом.

Методика расчета вибрации электрической машины во многом зависит от характера сил и мест их приложения. Например, причинами низкочастотной вибрации (от 1 до 100 Гц) в машинах с частотой вращения до 3000 об/мин являются: небаланс ротора; несоосность приводов отдельных агрегатов; нарушение геометрии цапф; двойная жесткость ротора. Динамическая модель для исследования таких колебаний состоит обычно из 2-3 сосредоточенных масс, связанных между собой упругими безынерционными элементами. Вся машина рассматривается как единая упругая система, исследование свойств которой производится обычно методами прикладной теории колебаний.

В диапазоне средних и высоких частот вибрация возбуждается электромагнитными силами и подшипниками качения. Динамическая модель представлена в виде совокупности радиальных каналов, по которым колебания распространяются от точек приложения сил к выбранным точкам наблюдения. Наибольшую интенсивность имеет вибрация, возбуждаемая основной волной вращающегося магнитного поля. Частота этой вибрации равна удвоенной частоте питающей сети.

Вибрация отдельных элементов конструкции электрической машины может быть рассчитана методом электромеханической аналогии. Сущность метода в том, что любые механические колебательные системы могут быть заменены эквивалентными электрическими цепями. В качестве основы для построения аналогии между механическими и электрическими системами используются дифференциальные уравнения, которые описывают колебательные процессы, происходящие в указанных системах.

Вибрация статоров асинхронных машин, возбуждаемая электромагнитными силами

Основным источником магнитного шума являются не колебания зубцов или полюсов, непосредственно к которым приложено электромагнитные силы, а колебания ярма статора. При расчетах ярмо статора представляется в виде цилиндрической оболочки, на которую воздействует система с r числом волн, периодически изменяющихся во времени и симметрично распределенных по окружности радиальных и тангенциальных сил.

При r = 0 статора вибрирует, как пульсирующий цилиндр (растяжение- сжатие). Частота собственных колебаний кольца статора ω0 = .

При r = 1 все силы, возбуждающие этот вид колебаний, приводятся к одной вращающейся результирующей силе, приложенной в центре тяжести машны.

ω0 = f(α) .

При r ≥ 2 (наиболее часто встречающихся в практике) частота собственных колебаний ярма статора машин переменного тока может быть рассчитана по формулам:

при

≤ 1,0;

ω0 = r(r2 -1) при

> 1,0;

где Х = h2/ (12R2c)

m – масса, приходящаяся на 1 см2 средней цилиндрической поверхности ярма;

h – высота спинки статора, см;

Rc – средней радиус ярма, см;

Е – модуль упругости, Н/см2.

Параметры колебательной системы, эквивалентной статору: колеблющаяся масса (в кг).

mc = Мc / (2πRc ∙ℓt),

где Мc – полная масса пакета железа статора с обматкой или станины с полюсами;

ℓt – активная длина ярма;

приведенная податливость статора равна:

для колебаний при r = 0 λс = R2c / (Eh);

для колебаний при r ≥ 2

при

≤ 1,0;

λс =

(1+3r2X) при

> 1,0

Полное механическое сопротивление статора при частоте ω возбуждающих сил Zc = ω mc -1 / (ωλc).

Скорость колебаний на поверхности сердечника статора у = р0/Zc, здесь р0 = р01R0 /Rc,

где р01 - удельная сила, действующая в воздушном зазоре, Н/см2;

R0 – радиус расточки статора, см.

При жестком креплении машины к фундаменту пространственные формы колебаний статора искажаются. Поэтому при исследованиях виброакустических характеристик машин принята методика, при которой машина устанавливается на амортизаторы, чем исключается влияние фундаментов.

В машинах переменного тока пакет железа статора преимущественно жестко крепится в корпусе, поэтому необходимо учесть сопротивление корпуса:

Zк = ω mc -1 / (ωλк).

При этом колебательная скорость на поверхности корпуса

2 = р0/(Zc +Zк).

Величины mк и λк рассчитываются аналогично расчету mс и λс.

Влияние режима работы на уровень громкости магнитного шума.

Расчет радиальных сил в режиме холостого хода может быть произведен по формулам:

Р1 = 20В2δ и Рυμ = 40Вυ ∙Вμ

1) Основная волна магнитного поля при переходе от нагрузки к режиму холостого хода практически не меняет свою величину;

2) Высшие гармоники обмотки статора Вυ и ротора Вμ меняют свою величину пропорционально I1/I0r и I/2/I0r соответственно. Поэтому уровень вибрации, возбуждаемой этими гармониками полей, при переходе от нагрузки к режиму холостого хода должен понизиться на значение

ΔL = 20lg -20lg

Аэродинамический шум

Основные причины возникновения:

1. Шум вентилятора, обусловленный срывающимися вихрями от рассечения воздушной струи кромками лопаток и дисками вентилятора.

2. Шум вращения ротора, обусловленный срывом вихрей с его поверхности от рассечения воздушной струи головками обмоток ротора или выступающими концами стержней беличьей клетки короткозамкнутых роторов.

3. Шум воздушных потоков, вызываемых срывом вихрей с неподвижных препятствий в вентиляционных путях. Например, на решетках входных и выходных окон, с ребер статора, лобовых частей обмоток статора и др.

4. Звуки, вызываемые тем, что воздушный поток на выходе с вентиляторного колеса встречает на своем пути препятствия в виде ребер, проходных шпилек и др. деталей.

5. Тональные звуки дискретной частоты, вызванные периодическими колебаниями давления на отдельных участках аэродинамической цепи. Например, при пульсациях потока воздуха, выходящего из радиальных вентиляционных каналов ротора и входящего в радиальные вентиляционные каналы статора.

Общие уровни громкости шума электрических машин на расстоянии 0,5 м от корпуса в точке с максимальным уровнем рассчитывают по следующим приближенным формулам: L = 10lgP +20lgn +5, машины защищенного исполнения с самовентиляцией, где Р – мощность машины, кВт; n – частота вращения, об/мин;

машины с замкнутой самовентиляцией:

L = 10lgP +20lgn;

машины закрытые с водяным охлаждением:

L = 10lgP +20lgn -10;

машины с независимой вентиляцией, шум которых определяется шумом вентилятора:

L = 14lgP +80, где Р – мощность вентилятора, кВт.

Колебания ротора.

Колебания вала с одной сосредоточенной массой сердечника ротора вызывают дополнительные нагрузки на подшипниковые опоры и соответственно шум и вибрацию.

Проблема математического описания колебания роторов чрезвычайно сложна, поэтому здесь не рассматривается.

Уравновешивание роторов

Одной из основных причин вибрации вращающегося ротора и всей машины в целом является неуравновешенность ротора (небаланс). Три возможных случая его небаланса:

Статический – центробежная сила небаланса вызывает на опорах одинаковые по значению и совпадающие по фазе вибрации: А1= А2;

Динамический – пара центробежных сил небаланса вызывает на опорах одинаковые по значению и противоположные по фазе вибрации: А1 = -А2;

Смешанный – остаточный небаланс ротора приводит к паре сил и к радиальной силе, приложенной в центре тяжести ротора; вибрации опор здесь различаются как по значению, так и по фазе: А1 ≠ А2.

Наиболее распространенный в практике – смешанный. Эти виды небаланса могут быть устранены путем установки добавочных грузов, которые привели бы к компенсации. Обычно грузы устанавливают в двух плоскостях ротора, в специальных круговых канавках с радиусом r. Например, при статическом небалансе mнеб = (e /r) М,

где М – масса ротора, е – смещение центра тяжести ротора.

= Мω2е /Zм – скорость колебания опор.

А1 = Мωе /Zм = mнеб(ω r/ Zм) = mнеб∙ К – амплитуда вибрации,

где Zм = механическое сопротивленииемашины.

Величина ω r/ Zм = К характеризует балансировочную чувствительность машины.

Тепловой небаланс вызывается неравномерным нагревом или охлаждением активной зоны ротора и встречается в турбогенераторах с воздушным и непосредственным водяным охлаждением.

Вибрация машин, возбуждаемая небалансом

Роторы различных типов электрических машин имеют свои конструктивные особенности, поэтому поддаются уравновешиванию с различной степенью тяжести.

Самая высокая точность может быть достигнута в асинхронных двигателях с короткозамкнутым ротором. Роторы этих машин термически стабильны во времени и практически не меняют свой небаланс в эксплуатации.

Якоря машин постоянного тока и явно полюсные роторы синхронных машин имеют более высокий остаточный небаланс. Стабильность вибрации указанных машин достигается особой технологией формовки и запечки коллекторов и обмоток роторов.

Самые высокие вибрации наблюдаются в машинах с гибкими роторами, у которых рабочая частота вращения выше первой и второй критической. Роторы этих машин особенно чувствительны к тепловой несимметрии и требуют дополнительной балансировки ротора в собранной машине.

При разработке норм на допустимый остаточный небаланс роторов электрических машин и вызываемые им вибрации исходят из необходимости выполнения следующих требований:

1) обеспечить отсутствие усталостных разрушений в течение установочного срока службы машины;

2) уровень вибрации электрических машин не должен отражаться на качестве технологических процессов;

Характеристики

Список файлов ВКР