Двигатель асинхронный с короткозамкнутым ротором

Двигатель асинхронный с короткозамкнутым ротором

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РФ

Федеральное государственное автономное образовательное учреждение высшего образования

«НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ТОМСКИЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ»

Институт - Энергетический

Направление - Электроэнергетика и электротехника

Кафедра - «Электротехнические комплексы и материалы»

Курсовой проект

на тему: ДВИГАТЕЛЬ АСИНХРОННЫЙ С КОРОТКОЗАМКНУТЫМ РОТОРОМ

Выполнил

Исмайлов Э.М.

Томск - 2015

Введение

Асинхронные машины, особенно широко они применяются как электродвигатели, являются основными преобразователями электрической энергии в механическую. Применение асинхронных двигателей в качестве электропривода подавляющего большинства механизмов объясняется простотой конструкции, надёжностью и высоким значением КПД этих машин.

Важнейшим требованием при изготовлении и проектировании электрических машин является минимальная материалоёмкость. Экономия материалов связана с применением безотходной и малоотходной технологии. Электрические машины с безотходной технологией изготовления имеют преимущества перед обычными машинами в стоимости.

Проектируемая электрическая машина должна иметь высокие показатели (КПД и cosφ). Электрические машины с минимальными потерями позволяют уменьшить вложение материалов в энергосистему. Высокие энергетические показатели электрической машины гарантируют снижение уровня текущих затрат при эксплуатации. Вновь разрабатываемые электрические двигатели должны соответствовать ГОСТ, быть надёжными и иметь срок службы 8 - 10 лет.

С 1946 года асинхронные двигатели выпускаются едиными сериями. Это значительно облегчает выбор, установку, обслуживание и ремонт электрооборудования. В 70-х годах была разработана и внедрена единая серия асинхронных двигателей 4А. Одновременно с конструкцией двигателей разрабатывались электротехническая сталь, провода, изоляция и технология. В 80-х годах организацией социалистических стран «Интерэлектро» разработана новая унифицированная серия асинхронных двигателей АИР, предназначенная для использования во всех странах - членах СЭВ. Машины серии АИР, которые производятся во всех этих странах, отличаются повышенными надёжностью и перегрузочной способностью, расширенным диапазоном регулирования, лучшими массогабаритными и энергетическими показателями, а также улучшенными виброакустическими характеристиками по сравнению с машинами серии 4А. Поэтому в качестве прототипа была выбрана машина серии АИР.

1.      Электромагнитный расчет

- номинальная мощность Вт;

номинальное напряжение В;

частота напряжения сети Гц;

число фаз ;

высота оси вращения мм;

число полюсов ;

Обоснование и выбор основных размеров

Выбираем наружный диаметр сердечника статора [1, с.344 таблица9.9].

При мм,м.

Внутренний диаметр сердечника статора [1, с.344, (9,2)]:

,

где - коэффициент, характеризующий отношения внутренних и внешних диаметров сердечников статоров асинхронных двигателей при различных числах полюсов [1, с.344, таблица 9.9]:().

м.

Полюсное деление τ[1 с.344, (9,3)]:

.

,

где - коэффициент отношения ЭДС обмотки статора к номинальному напряжению.

Выбираем  [1, с.345 рис. 9.20],

 - КПД двигателя, принимаем  [1, c.345, рис. 9.21],

 - коэффициент мощности, принимаем .

Вт.

Предварительный выбор электромагнитных нагрузок на основании опытных данных нагревостойких двигателей:

Линейная нагрузка: А/м.

Индукция в зазоре:Тл.

Выбираем обмоточный коэффициент для однослойной обмотки (при ): .

Расчетная длина магнитопровода [1, с.348, (9,6) ]:

,

где k_B - коэффициент формы поля,

,

 - синхронная угловая частота двигателя

рад/с.

м.

Критерием правильности выбора главных размеров служит отношение λ, определяемое по формуле:

На этом выбор основных размеров заканчивается. Для дальнейшего расчета необходимо определить полностью конструктивную длину и длину стали сердечников статора и ротора.

2 Расчет зубцовой зоны и обмотки статора

Выберем предельные значения зубцового деления[1, с.351, рис.,26]:

м;м.

Возможное число пазов статора  [1, с.351, 9,16)]:

.

.

Выбираем окончательно число пазов статора . Выбор обосновывается тем, что число пазов статора в большинстве асинхронных двигателей должно быть кратно числу фаз, а число пазов на полюс и фазу (q) - целым. Обмотки с дробным числом q при сравнительно небольших числах пазов и полюсов, характерных для большинства асинхронных двигателей, приводят к некоторой асимметрии МДС. Большее количество пазов приводит к улучшению рабочих характеристик, но и одновременно к увеличению расхода меди, т.е. стоимость машины при этом повышается.

Проверим величину :

.

Окончательное значение зубцового деления статора [1, с.238]:

м.

Номинальный фазный ток обмотки статора [1, с.352, (9,18)]:

А.

Число эффективных проводников в пазу [1, с.352, (9,17)]:

.

Принимаем тогда окончательное значение числа проводников в пазу, [1, с.352,]:

.

Окончательно принимаем .

Число витков в фазе обмотки статора [1, с.352, (9,20)]:

.

Найдём окончательное значение линейной нагрузки [1, с.353, (9,21)]:

А/м.

Полученное значение сопоставляем с рекомендуемым А/м, Различия не превышают 2 %.

Рассчитаем значение потока [1, с.353, (9,22)]:

 Вб.

Определим значение индукции в воздушном зазоре [1, с.353, (9,23)]:

Тл.

Полученное значение сопоставляем с рекомендуемым Тл, Различия не превышают 2 %.

Значения  и находятся в допустимых пределах к рекомендуемым.

Определение плотности тока

С точки зрения повышения использования активных материалов плотность тока должна быть выбрана как можно большей, но при этом возрастают потери в меди обмотки. Увеличение потерь сказывается, во-первых, на повышении температуры обмотки и, во-вторых, на КПД двигателя. Определим допустимую плотность тока в обмотке статора с учётом линейной нагрузки двигателя [1, с.354, (9,25)]:

где  - среднее значение тепловой нагрузки [1, с.354, рис. 9,27] зависящее от , А²/м³.

А/м^2.

Площадь поперечного сечения эффективного проводника предварительно [1, с.353, (9,24)]:

 м^2.

Принимаем число элементарных проводников  [1, с. 354, (9,24)], тогда

 м^2.

Принимаем обмоточный провод марки ПЭТВ [с.713, табл. Приложение 28]:_из =0,001 мм - диаметр неизолированного провода ;_эл = 1,539·10^-6 м², тогда

 м².

Уточнённое значение плотности тока в обмотке статора [1, с.356, (9,27)]:

 А /м^2.

Плотность тока в обмотке статора попадает с достаточной степенью точности в полученное предварительно значение, что является критерием правильности произведенных расчетов.

Расчёт зубцовой зоны статора и воздушного зазора

Выбор формы паза статора.

Рисунок 1 - Трапецеидальные пазы статора

Расчёт зубцовой зоны статора.

Выбираем допустимые значения индукции: в ярме статора -  Тл; в зубцах статора при постоянном сечении - Тл. Выбираем способ изолирования листов - оксидирование, тогда коэффициент заполнения сердечника сталью для статора  [1, с.358, таблица 9,13].

Определим ширину зубцов статора [с.362., формула 9-37]:

м.

Найдём высоту ярма статора [с.356, формула 9-28]:

 м.

Высота шлица h_ш =0,5·10^-3 м, для двигателей с h = 112 мм. Ширина шлица полузакрытых пазов b_ш = 3,5·10^-3 м, [с.363].

Определим размеры паза в штампе [с.362, формулы 9-38, 9-40]:

м;

м;

м

Клиновую часть паза найдём из выражения [с.365, формулы 9-45]:

 м.

 м;

 м;

 м.

Одностороннюю толщину изоляции в пазу b_из = 0,25·10^-3 м [с.77, табл.3-1]-материалпленкостеклопласт изофлекс для класса изоляции B.

Площадь поперечного сечения корпусной изоляции в пазу:

 м².

Площадь поперечного сечения прокладок [с.365, формула 9-47]:

, т.к. прокладки нет.

Площадь поперечного сечения паза для размещения проводников обмотки [с.365, формула 9-48]:

Подсчитаем коэффициент заполнения паза:

.

Вывод: Полученное значение k_здопустимо для ручной укладки обмотки (k_з= 0,7¸0,74).

2. Расчёт ротора

Воздушный зазор [с.367, рис. 9-31], зависит от D: δ = 0,45·10^-3 м. Правильный выбор воздушного зазора δ во многом определяет энергетические показатели асинхронного двигателя. Чем меньше воздушный зазор, тем меньше его магнитное сопротивление и магнитное напряжение, составляющее основную часть МДС магнитной цепи всей машины. Поэтому уменьшение зазора приводит к соответственному уменьшению МДС магнитной цепи и намагничивающего тока двигателя, благодаря чему возрастает его cosφ, и уменьшаются потери в меди обмотки статора. Но чрезмерное уменьшение δ приводит к возрастанию амплитуды пульсаций индукции в воздушном зазоре и, как следствие этого, к увеличению поверхностных и пульсационных потерь. Поэтому КПД двигателей с очень малыми зазорами не улучшается, а часто даже становится меньше. Необходимо также учесть условие механической прочности так, чтобы прогиб вала не привёл к касанию сердечников ротора и статора.

Число пазов ротора [с.373, табл. 9-18] при 2р=2 и Z₁=18: Z₂ =21. В зависимости от соотношения Z₁ и Z₂ в той или иной степени проявляются синхронные или асинхронные моменты от высших гармоник. Их влияние на момент от первой гармонической приводит к появлению пиков и провалов в результирующей кривой момента. В поле зазора присутствуют также высшие гармоники, порядок которых определенным образом связан с числами пазов и полюсов машины. Эти зубцовые гармоники вызывают шум и вибрацию при работе двигателя в номинальном режиме. Их влияние особо заметно при малых воздушных зазорах. Наилучшие сочетания Z₁ и Z₂ сведены в таблицу 9-18.

Внешний диаметр ротора:

 м.

Длина сердечника ротора принимается равной длине сердечника статора: l₂ = l_d = 0,142 м.

Зубцовое деление ротора:

 м.

Внутренний диаметр ротора равен диаметру вала, так как сердечник ротора непосредственно насаживается на вал [с.385, формула 9-102]:

 м;

где k_B = 0,23 - эмпирический коэффициент [с.385, табл. 9-19], зависит от h и 2р.

Ток в стержне ротора [с.370, формула 9-57]:

,

где k_i - коэффициент, учитывающий влияние тока намагничивания на отношение I₁ / I₂ [с.183, рис. 6-22]:

;

Значение коэффициента приведения токов v_i [с.374, формула 9-66]:

,

;

А.

Площадь поперечного сечения стержня предварительно [с.375, формула 9-68]:

,

где J₂ =А /м² - плотность тока в стержнях ротора машин закрытого обдуваемого исполнения при заливке пазов алюминием, пределы((2,5¸3,5)), тогда:

 м².

Выбираем пазы ротора грушевидной формы. Форма паза и конструкция обмотки короткозамкнутого ротора определяются требованиями к пусковым характеристиками двигателя и его мощностью. В асинхронных двигателях мощностью до 50 - 60 кВт обычно выполняют грушевидные пазы и литую обмотку из алюминия (Приложение Д).

Размеры шлица [с.380]: b_ш2 =1,5·10^-3 м; h_ш2 =0,75·10^-3 м.

Выбираем допустимую индукцию для зубцов ротора [с.357, табл. 9,12] В_Z2 =1,75 Тл.

Допустимая ширина зубца [с.380, формула 9-75]:

 м.

Размеры паза рассчитаем, исходя из условия постоянства ширины зубцов ротора [с.380, формулы 9-76, 9-77, 9-78]:

мм;

мм;

 м.

Площадь поперечного сечения стержня [с.380, формула 9-79]:

,

Полная высота паза:

 м.

Плотность тока в стержне:

 А /м².

Выбираем короткозамыкающие кольца [с.376, рис.9-37,б]:

ток в короткозамкнутом кольце [с.376, формула 9,70]:

,

где Δ - коэффициент [с.376, формула 9,71]:

;

тогда: A.

Плотность тока в замыкающих кольцах выбирают в среднем на 15 - 20% меньше, чем в стержнях из-за лучших условий охлаждения колец, а также потому, что в машинах, в которых для улучшения пусковых характеристик используют эффект вытеснения тока, большое сопротивление замыкающих колец снижает кратность увеличения общего сопротивления обмотки ротора при пуске.

Рисунок 2 - Грушевидные пазы ротора

A / м².

Площадь поперечного сечения кольца [с.376, формула 9-72]:

 м².

Размеры замыкающих колец:

 м;

 м;

 м.

Расчёт магнитной цепи

Магнитопровод из стали марки 2013- это тонколистовая холоднокатаная изотропная электротехническая сталь, выпускается в виде рулонов, листов и резаной ленты. По типу покрытия эти стали выпускаются с термостойким электроизоляционным покрытием, с нетермостойким и без покрытия. Толщина листов 0,5 мм.

Магнитное напряжение воздушного зазора [c.386, формула 9-103]:

,

где k_δ - коэффициент воздушного зазора машины [c.174, формула 4-19]:

,

m₀ - магнитная постоянная, m₀ = 4p×10^-7 Гн/м, где

,

тогда:

,

 А.

Для определения магнитного напряжения зубцовой зоны статора прежде найдём индукцию в ней [c.387, формула 9-105]:

 Тл.

Магнитное напряжение зубцовой зоны статора [с.387, формула 9-105а]:

_Z1 - высота зубца, h_Z1 = h_П = 0,0185м; _Z1- напряженность поля в зубцах статора [c.701, табл. П 1.10] _Z1= 1890 А /м, для В_Z1 = 1,87 Тл.

тогда:

 А.

Для определения магнитного напряжения зубцовой зоны ротора прежде найдём индукцию в ней [c.390, формула 9-109]:

Тл.

Магнитное напряжение зубцовой зоны ротора [с.388, формула 9-108]:

_Z2 - высота зубца, h_Z2 = h_П2-0,1·b2= 0,0187 м;

H_Z2- напряженность поля в зубцах ротора [с.701, табл. П 1.10]: _Z2= 1330 А /м, дляВ_Z2 = 1,75 Тл,

тогда:

 А.

Коэффициент насыщения зубцовой зоны [с.391, формула 9-115]:

пределы (1,2¸1,6),

если k_Z>1,5 - 1,6, имеет место чрезмерное насыщение зубцовой зоны; если _Z<1,2, то зубцовая зона мало использована или воздушный зазор взят слишком большим. В данном расчёте коэффициент насыщения зубцовой зоны входит в диапазон рекомендуемых значений.

Магнитное напряжение ярма статора. Предварительно найдём длину средней магнитной силовой линии в ярме статора[c.394, формула 9-119]:

 м.

Индукция в ярме статора [c.394, формула 9-117]:

 Тл.

Напряжённость поля ярма статора при индукции [c.700, табл. П-1.9]:

В_а = 1,57Тл, H_a = 678A /м,

тогда магнитное напряжение:

А.

Магнитное напряжение ярма ротора. Рассчитаем высоту спинки ротора [c.395, формула 9-123]:

 м.

Предварительно определим длину средней магнитной силовой линии в ярме ротора [c.395, формула 9-127]:

 м.

Индукция в ярме ротора [c.395, формула 9-122]:

 Тл.

Напряжённость поля ярма ротора при индукции [c.700, табл. П-1.9]:

В_j=1,24 Тл H_{j =}262A /м,

тогда магнитное напряжение:

А.

Магнитное напряжение на пару полюсов [c.396, формула 9-128]:

 А.

Коэффициент насыщения магнитной цепи [c.396, формула 9-129]:

.

 А.

Для проверки найдем относительное значение намагничивающего тока [c.195, формула 6-130]:

.

Вывод: Относительное значение должно входить в обозначенные для него пределы 0,2<I<0,4; так как машина маломощная значение находится в пределах допустимого (0,5-0,6 стр. 396)

. Параметры рабочего режима

Параметрами рабочего режима называют активные и индуктивные сопротивления обмоток статора и ротора или приведенные к числу витков обмотки статора сопротивления ротора, сопротивления взаимной индуктивности и расчетное сопротивление, введением которого учитывают влияние потерь в стали статора на характеристики двигателя.

Определим среднюю ширину катушки [c.399, формула 9-138]:

 м

Длина вылета лобовой части катушки [c.398, формула 9-137]:

,

где k_выл - коэффициент, зависит от числа полюсов [c.399, таблица 9.23], для неизолированных лентой лобовых частей примем при 2р = 2, k_выл = 0,26

В - длина вылета прямолинейной части катушек из паза [с. 399]: В = 0,01м - для всыпной обмотки,  м, длина пазовой части равна конструктивной длине сердечников машины: l_П =l_δ = 0,142 м,

длина лобовой части всыпной обмотки [с.398, формула 9-136]:

,

где k_л - коэффициент, зависит от числа полюсов [с.399, табл. 9.23], k_л= 1,2,

 м.

Средняя длина витка [с.398, формула 9-135]:

 м.

Общая длина проводников фазы обмотки [с.398, формула 9-134]:

 м.

Активное сопротивление фазы обмотки статора [с.397, формула 9-132]:

 Ом,

где ρ_75с =10^-6 / 47 Ом ·м - удельное сопротивление меди при температуре плюс 75⁰С [c.187, табл.5.1];

коэффициент увеличения активного сопротивления фазы обмотки от действия эффекта вытеснения тока, k_R = 1 [с. 188].

Относительное значение активного сопротивления обмотки статора:

.

Сопротивление стержня обмотки ротора [с.406, формула 9-169]:

 Ом,

где ρ_75p =10^-6 / 26 Ом ·м - удельное сопротивление литой алюминиевой обмотки ротора при температуре плюс 75⁰С. После заливки в пазы машины оно несколько повышается в связи с образованием некоторого количества раковин (воздушных включений) и изменением структуры при охлаждении в узких пазах, поэтому оно имеет такое значение.

Сопротивление участка замыкающего кольца, заключённого между двумя соседними стержнями [с.406, формула 9-170]:

.

Активное сопротивление фазы обмотки ротора [с.406, формула 9-168]:

 Ом.

Для дальнейших расчётов полученное сопротивление фазы обмотки ротора приводят к числу витков обмотки статора [с.406, формула 9-173]:

 Ом.

.

Коэффициенты магнитной проводимости.

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния [с.403, табл. 926]:

, - для однослойной обмотки,

;

; ;

,

Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния [c.403, формула 9-159]:

.

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния [c.407, формула 9-174,а]:

,

коэффициент ξ при полузакрытых или полуоткрытых пазах статора с учетом скоса пазов [c.407, формула 9-176]:

,

пазы без скосоа β_ск = 1, k’_ск = 1,2, [c.405, рис. 9-51,д], зависит от t_z1/t_z2, .

Рисунок 3- Расположение обмотки и изоляции в пазу статора

Индуктивное сопротивление фазы обмотки статора [c.407,формула 9-174]:

Относительное значение индуктивного сопротивления фазы обмотки статора [c.205]:

,

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния ротора [c.408, табл. 9.27]:

,

где h₀ = h₁+0,4·b₂= 0,0148м, ;; м,  м, .

Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния [c.409, формула 9-179]:

,

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния обмотки короткозамкнутого ротора [c.409, формула 9-180]:

,

 [c.409, формула 9-181]:

Индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора [c.407, формула 9-177]:

Приведенное к числу витков первичной обмотки индуктивное сопротивление рассеяния фазы ротора [c.409, формула 9-183]:

Ом.

Относительное значение [c.205]: должно быть (0,1-0,16)

.

Для удобства, сопоставления параметров отдельных машин и упрощения расчёта характеристик параметры асинхронных машин выражают в относительных единицах, принимая за базисные значения номинальное фазное напряжение и номинальный фазный ток.

4. Расчёт потерь

К основным потерям относятся электрические потери в меди, магнитные потери в стали и механические потери, связанные с потерями в подшипниках, с трением вращающихся частей машины о воздух и в скользящих контактах. А также вентиляционные потери, которые расходуются на охлаждение машины.

Основные потери в стали статора асинхронной машины [c.412, формула 9-187]:

,

где p_{0 / 50} - удельные потери при индукции 1 Тл и частоте перемагничивания 50 Гц

β - показатель степени, учитывающий зависимость потерь в стали от частоты перемагничивания, для большинства сталей β = 1,3;

k_да иk_дz - коэффициенты, учитывающие влияние на потери в стали неравномерности распределения потока по сечениям участков магнитопровода и технологических факторов k_да =1,6, k_дz = 1,8,

т_а, m_Z1 - масса стали ярма и зубцов статора [c.412, формула 9-188]:

,

, где

γ_с - удельная масса стали, в расчётах принимают γ_с = 7,8·10³ кг / м³,

кг,

 кг,

 тогда:

 Вт.

Для нахождения поверхностных потерь прежде находят амплитуду пульсаций индукции в воздушном зазоре над коронками зубцов статора и ротора [c.419, формула 9-190]:

_ш2 / δ =3,3;

по данным значениям коэффициенты [с.413, рисунок 9-53]:

Тл.

Поверхностные потери в роторе [с.413, формула 9-191]:

,

где, p_пов2 - потери, приходящиеся на1 м² поверхности головок зубцов и ротора [с.413, формула 9-191]:

Где k₀₂ - коэффициент, учитывающий влияние обработки поверхности головок зубцов ротора на удельные потери.

Вт/м²,

тогда:

Вт.

Для определения пульсационных потерь необходимо определить массу стали зубцов ротора [с.414, формула 9-20]:

кг,

а также амплитуду пульсаций индукции в среднем сечении зубцов ротора [с.414, формулы 9-195 и 9-196]:

Тл,

тогда пульсационные потери в зубцах ротора [с.414, формулы 9-199, 9-200]:

 Вт.

Сумма добавочных потерь в стали;, [с. 415, формула 9-202]:

 Вт.

Полные потери в стали; [с.208, формула 6-199]:

 Вт.

Механические потери в двигателях с внешним обдувом [с.416, формула 9-210]:

 Вт,

где K_Т - коэффициент, равен [с. 416].

Электрические потери в статоре при ХХ приближенно принимают равным ;

Реактивная составляющая тока ХХ, находится

Для определения тока холостого хода двигателя принимают, что потери на трение и вентиляцию, и потери в стали при холостом ходе такие же, как и при номинальном режиме. При этом условии активная составляющая тока холостого хода [с.417, формула 9-218]:

,

где P_э1.х.х - электрические потери в статоре при холостом ходе [с.417, формула 9-219]:

 Вт,

 А,

тогда ток холостого хода двигателя [с.417, формула 9-217]:

 А.

Коэффициент мощности при холостом ходе [с.417, формула 9-221]:

.

. Расчёт рабочих характеристик

Рабочими характеристиками называются зависимости Р₁,I₁,cos,,s₁=f(Р₂). Метод расчета базируется на системе уравнений токов и напряжений двигателя, которой соответствует Г-образная схема замещения.

Определим величину последовательно включенных сопротивлений. Сопротивление схемы замещения [с.205, ф. 6-179]:

 Ом.

Сопротивление взаимной индукции обмоток статора [с.205, ф. 6-180]:

 Ом,

Подсчитаем активную составляющую коэффициента С1 [c. 419, 9.223]:

.

Подсчитаем реактивную составляющую коэффициента C1 по фор 9.224;

Полное значение С1найдем исходя из равенства 9.225;

Активная составляющая тока синхронного холостого хода [с.211, формула 6-222]:

 А.

Коэффициенты для расчёта пусковых характеристик [с.211, формула 6-224]:

,

,

Ом.

Рассчитываем рабочие характеристики для скольжений указанных в таблице №1, принимая предварительно, что s_ном ≈ r’_2* = 0,0253. Рабочие характеристики приведены в ПРИЛОЖЕНИИ Б (Рисунок 6). Из анализа видно, что  и спроектированного двигателя незначительно отличаются от первоначально принятых значений.

6. Расчёт пусковых характеристик

Пусковыми характеристиками асинхронных двигателей с короткозамкнутым ротором называются зависимости и  для диапазона изменения скольжения, соответствующего двигательному режиму асинхронной машины, при ,.

При расчёте пусковых характеристик учитывают изменения параметров схемы замещения двигателя, вызванные эффектов вытеснения тока в стержнях обмотки ротора и насыщением зубцовых зон магнитной цепи от полей рассеяния, т.к. в начале пуска токи в обмотках могут превышать свои номинальные значения в раз. Данные о кратности начальных пусковых моментов и токов приведены в таблице 9.31[c.436].

Кратность начального пускового момента и тока для двигателяc:

.

.

Для упрощения проводимых расчётов принято:

индуктивное сопротивление взаимной индукции, возрастающее с уменьшением насыщения сердечников, при пуске (для ) рассчитывается по формуле 9.277[c.437].,,

;

активное сопротивление ветви намагничивания  не учитывается, т.к. при токах, заметно превышающих номинальный, электрические потери в обмотках многократно превышают потери в электротехнической стали.

При этих допущениях рассчитываем коэффициент по формуле 9.278 [c.437].

.

Расчёт пусковых характеристик проводим в последовательности, представленной в таблице 9.32[c.438] (с учётом эффекта вытеснения тока) и в таблице 9.33[c.440]. Для диапазона скольжения . В этом диапазоне выбираем пять-шесть значения скольжения примерно через равные интервалы. Предварительное значение критического скольжения рассчитываем по формуле 9.286[c.439].

При наличии эффекта вытеснения тока активное сопротивление фазы обмотки ротора увеличивается, а индуктивное сопротивление рассеяния фазы уменьшается.

Приводим расчёт для :

Рассчитываем активное сопротивление обмотки ротора с учётом влияния эффекта вытеснения тока по рис.9.73:

Рассчитываем приведённую высоту стержня по формуле 9.245 [c.427]:

.

Рассчитываем активное сопротивление обмотки ротора

.

.

.

.

.

.

Для расчёта характеристик необходимо учитывать изменение сопротивления всей обмотки ротора ,поэтому удобно ввести коэффициент общего увеличения сопротивления фазы ротора под влиянием эффекта вытеснения тока .

Рассчитываем  по формуле 9.257 [c.430]

для роторов без радиальных вентиляционных каналов с литой обмоткой(с прилегающими замыкающими кольцами).

Рассчитываем активное сопротивление фазы обмотки ротора с учётом вытеснения тока по формуле 9.260[c.431].

.

Рассчитываем коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния с учётом эффекта вытеснения тока:

.

.

 - коэффициент магнитной проводимости участка паза, занятого проводником с обмоткой. Выражение для определения  в формулах табл.9.27[c.408] является множителем перед коэффициентом .

Тогда получаем:

Рассчитываем коэффициент изменения индуктивного сопротивления фазы обмотки ротора от действия эффекта вытеснения тока по формуле 9.262 [c.431].;;

.

Рассчитываем индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора от действия эффекта вытеснения тока по формуле 9.261 [c.431].

.

Не внося большой погрешности, в расчётных формулах пусковых режимов пренебрегают сопротивлением . Это оправдано при токах, заметно превышающих номинальный, так как электрические потери в обмотках, возрастающие пропорционально квадрату тока, многократно превышают потери в сердечниках. При этих допущениях рассчитываем коэффициент  по формуле 9.278[c.437].

.

Рассчитываем  по формуле 9.280[c.437].

.

.

.

7. Тепловой расчёт

Расчёт нагрева проводят, используя значения потерь, полученных для номинального режима.;  коэффициент передачи потерь через станину

Электрические потери в обмотке статора делятся на потери в пазовой части [c.449, формула 9-313]:;;

 Вт

Превышение температуры внутренней поверхности сердечника статора над температурой воздуха внутри двигателя [с.449, формула 9-315]:

,

где α₁ - коэффициент теплоотдачи с поверхности [с.450, рисунок 9-67,а], при D_a=0,195м;α₁ =160 Вт/(м²·⁰С),- коэффициент, учитывающий, что часть потерь в сердечнике статора и в пазовой части обмотки передаётся через станину непосредственно в окружающую среду [c.450, таблица 9.35], зависит от 2р, K =0,22, тогда: ⁰ С.

Расчётный периметр поперечного сечения паза статора, равный для полузакрытых трапецеидальных пазов [с.451, формула 9-31]:;;

 м.

Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора [с.450, формула 9-316]:

,

где λ_экв - средняя эквивалентная теплопроводность пазовой изоляции; для класса нагревостойкости B, λ_экв = 0.16 Вт /(м ·⁰С),

λ’_экв - среднее значение коэффициента теплопроводности внутренней изоляции катушки всыпной обмотки из эмалированных проводников [с.453, рис. 9.69], λ’_экв = 1 Вт /(м ·⁰С),зависит от d/d_из,

тогда:;

⁰ С.

Перепад температуры по толщине изоляции лобовых частей [с.452, формула 9-319], так как в лобовых частях изоляция отсутствует, то односторонняя изоляция лобовой части катушки:

,

Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей над температурой воздуха внутри двигателя [с.452, формула 9-320]:

⁰ С.

Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой воздуха внутри двигателя [с.452, формула 9-321]:

,

⁰ С.

П_р - условный периметр поперечного сечения рёбер корпуса двигателя [с.453, рис. 9.70], П_р = 0,36 м, зависит от h,

α_B-коэффициент подогрева воздуха, учитывающий теплоотдающую способность поверхности корпуса и интенсивность перемешивания воздуха внутри машины [с.450, рис. 9.67,а], α_B = 22Вт /(м ·⁰С), зависит от D_a,

⁰ С.

Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой окружающей среды [с.453, формула 9-328]:

⁰ С.

. Вентиляционный расчёт

Вентиляционный расчёт асинхронных двигателей, также как и тепловой, на первоначальном этапе проектирования, может быть выполнен приближённым методом, который заключается в сопоставлении расхода воздуха, необходимого для охлаждения двигателя и расхода, который может быть получен при данной конструкции и размерах двигателя.

Требуемый для охлаждения расход воздуха [с.456, формула 9-340]:

где k_т- коэффициент, учитывающий изменение условий охлаждения по длине поверхности корпуса, обдуваемого наружным вентилятором [с.456, формула 9-341]:

, где

’= 2,6для двигателей с 2р =2при h =112 мм,

Расход воздуха, обеспечиваемый наружным вентилятором [с.456, формула 9-342]:

 м³ / с.

Расход воздуха θ’_Bдолжен быть больше требуемого для охлаждения машины θ_B, значения соответствуют требованиям. Нагрев частей двигателя находится в допустимых пределах. Вентилятор обеспечивает необходимый расход воздуха. Следовательно, спроектированный двигатель отвечает поставленным в техническом задании требованиям.

9. Механический расчёт

Электрические машины общего назначения в большинстве случаев выполняют с горизонтальным расположением вала. В этом случае вал несёт на себе всю массу вращающихся частей, через него передаётся вращающий момент машины. При сочленении машины с исполнительным механизмом через ремённую и зубчатую передачу, а также и через муфту на вал действуют дополнительные изгибающие силы. Кроме того, на вал могут действовать силы одностороннего магнитного притяжения, вызванные магнитной несимметрией, усилия, появляющиеся из-за наличия небаланса вращающихся частей, а также усилия, возникающие при появлении крутильных колебаний. Правильно сконструированный вал должен быть достаточно прочным, чтобы выдержать все действующие на него нагрузки без появления остаточных деформаций. Вал также должен иметь достаточную жёсткость, чтобы при работе машины ротор не задевал о статор. Критическая частота вращения вала должна быть значительно больше рабочих частот вращения машины.

Валы изготавливают из углеродистых сталей, преимущественно сталь 45. Для повышения механических свойств материала его подвергают термической обработке.

Условные обозначения выбранной муфты (МУВП1-28);

Вал имеет следующие размеры;

a = м b = м, с = м, = м, y = м, l = м,

Ф₁ =  м, Ф₂ =  м, Ф₃ = м

Рассчитаем вал на жёсткость. Для этого определим массу ротора:;;

 кг,

Определим прогиб вала в середине сердечника ротора под действием силы тяжести.

Для асинхронного двигателя с h = 112 мм c достаточным приближением можно принять коэффициенты [c.78, формулы 9-5, 9-6, 9-7]:

 мм

 мм

мм ^-2

Прогиб вала под действием силы тяжести [с.77, формула 9-1]:

 мм,

Определим номинальный вращающий момент [с.78, формула 9-4б]:

 Н · м,

Реакция передачи равна [с.78, формула 9-4]:

 Н,

где k_п = 0.3коэффициент при передаче упругой кулачковой муфтой.

Прогиб вала посредине сердечника ротора от реакции передачи составит [с.78, формула 9-3]:

,

 мм,

Начальный эксцентриситет ротора составит [с.78, формула 9-9]:

 мм

Начальная сила одностороннего магнитного притяжения [с.79, формула 9-11]:

 Н,

Прогиб вала под действием начальной силы магнитного притяжения [с.79, формула 9-12]:

 м,

Установившийся прогиб вала под действием начальной силы магнитного притяжения

 м,

Результирующий прогиб вала под действием начальной силы магнитного притяжения, реакции передачи и магнитного притяжения [с.79, формула 9-14]:  ;

 мм,

Результирующий прогиб вала не должен превышать 10% воздушного зазора.

Заключение

асинхронный двигатель электромагнитный статор

В процессе выполнения курсового проекта был спроектирован Асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором мощностью Р_2Н= 8 кВт, числом полюсов 2р = 2, напряжением U_н = 220 В.

В электромагнитном расчете были выбраны главные размеры, определены параметры двигателя, масса активных материалов, потери и КПД, а также рассчитаны рабочие и пусковые характеристики. Кратность пускового тока и максимального момента удовлетворяют требованиям, предъявляемым к двигателю.

Обмотка статора выбрана однослойной, катушечной из мягких секций. Для обмотки статора применена изоляция класса В, которая допускает длительный нагрев обмотки статора до 750 С. Короткозамкнутая обмотка ротора - выполнена из алюминия.

Механический расчет вала показал, что жесткость, прочность и критическая частота вращения вала удовлетворяют требуемым условиям.

Тепловой расчет показал, что у двигателя имеется температурный запас при нагреве обмотки статора. а вентилятор обеспечивает расход воздуха почти с двукратным запасом. Из всего выше сказанного можно сделать вывод что двигатель с корокозамкнутым ротором удовлетворяет требованиям ГОСТ как по энергетическим показателям (КПД и ), так и по пусковым характеристикам.

Список использованных источников

1.  1. Копылов И.П. Проектирование электрических машин. - М.: Энергия, 1980. - 495с.

2.      Асинхронные двигатели серии 4А: справочник/ А.Э. Кравчик и др. -М.: Энергоатомиздат 1982. - 504 с.

.        Гурин Я.С., Кузнецов Б.И. Проектирование серий электрических машин, -М: Энергия, 1978 - 480 с.

4.  Брускин Д.Э. и др. Электрические машины, Ч. 1, - М: Высш. шк., 1987 - 319 с.