Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
ПРЕДИСЛОВИЕ
За последнее десятилетие в области создания электрических машин наблюдается значительный технический прогресс: разработаны и внедрены новые виды электрической изоляции, обладающие повышенной надежностью и уменьшенной толщиной, применены активные и конструкционные материалы, обусловившие повышение технико-экономических показателей электрических машин, усовеушенствованы методики электромагнитного и теплового расчетов и принципы конструирования электрических машин. В результате перечисленных мероприятий был разработан и освоен в производстве ряд новых общепромышленных и специализированных серий электрических машин с улучшенными технико-экономическими показателями.
Достигнутые успехи в производстве электрических машин в значительной мере обусловлены возросшим качеством подготовки специалистов, в том числе и техников для электромашиностроения. • *
В нашей стране большое внимание уделяется учебной литературе. Однако вопросы проектирования и расчета электрических машин в учебной литературе для техникумов освещены недостаточно полно. Со времени последнего издания учебника для техни； кумов по расчету и конструированию электрических машин * прошло болеег 30 лет. Настоящее издание является учебным пособием по ■ курсу «Расчет и конструирование электрических машин» для учащихся электромеханических техникумов по специальности «Электромашиностроение».
В книге рассмотрены вопросы проектирования асинхронных двигателей, синхронных машин и машин постоянного тока общего назначения. При этом излагаемая^ методика расчета, рекомендуемые значения электромагнитных нагрузок и предлагаемые конструктивные решения базируются на электрических машинах современных серий: асинхронных двигателях 4А, синхронных машинах СГ2, СД2, СДН2 и СДН32, машинах постоянного тока 2П. При написании рукописи автором использована современная техническая литература по проектированию электрических машин, список которой приведен в книге.
Уровень изложения учебного материала книги соответствует теоретической и практической подготовке учащихся, приступающих к изучению предмета. Книга содержит примеры электромагнитного, теплового, вентиляционного расчетов, расчета рабочих характеристик асинхронных и синхронных двигателей, двигателя постоянного тока. Кроме того, в книге приведены примеры механического расчета различных элементов электрических машин. Все это будет способствовать лучшему усвоению материала книги и послужит полезным пособием при выполнении Учащимися курсовых и дипломных проектов.
Книга содержит некоторый справочный материал, однако в процессе изучения курса и выполнения проектов не исключено применение электротехнических справочников, каталогов и чертежей электрических машин.
Автор считает своим приятным долгом выразить благодарность рецензентам: доктору техн, наук А. Е. Загорскому и инж. Н. Г. Карельской за ценные замечания, которые были учтены автором при доработке рукописи.
Все замечания по содержанию книги автор просит присылать по адресу: 113114, Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10, Энергоатом- издат.
Автор
ВВЕДЕНИЕ
Электротехническая промышленность является одной из важнейших отраслей народного хозяйства. Широкая сфера применения электротехнических изделий, их огромное значение для процессов производства и потребления электрической энергии, а также в развитии механизации и автоматизации производственных процессов делают электротехническую промышленность ключевой отраслью, определяющей научно-технический прогресс.
Коммунистическая партия и Советское правительство уделяют огромное внимание электрификации промышленности, транспорта, сельского хозяйства, а следовательно, развитию электротехнической промышленности как технической базы электрификации. Электрификация играет ведущую роль в развитии всех отраслей народного хозяйства и осуществлении современного технического прогресса. ,
Электромашиностроение — это основная отрасль электротехнической промышленности, изготовляющая генераторы для производства электрической энергии и электродвигатели для привода станков, механизмов, транспортных средств, бытовых электроустройств и т. д.
За годы Советской власти отечественное электромашиностроение достигло огромных успехов. Если в дореволюционной России по существу не было электромашиностроительной промышленности, то теперь изделия таких крупных электромашиностроительных объединений и заводов, как «Электросила», 《Динамо》，Харьковский электромеханический завод (ХЭМЗ), завод им. Владимира Ильича и др., известны во многих странах мира.
Еще в годы первой пятилетки была проведена специализация электромашиностроения. Это позволило на крупных электромашиностроительных предприятиях сосредоточить квалифицированные кадры инженеров и техников, а также необходимое оборудование, что обеспечивало разработку и серийное производство определенных видов электрических машин. В соответствии с этой специализацией появились разновидности электромашиностроения, основными из которых являются：
производство гидро- и турбогенераторов и синхронных компенсаторов;
производство крупных электродвигателей для привода прокат- ных станов, горно-промышленного оборудования, мощных компрессорных установок и т. д.;
производство тяговых и крановых электродвигателей;
производство электродвигателей постоянного тока и асинхронных мощностью до 400 кВт для привода общепромышленного оборудования;
производство электрических машин малой мощности для бытовых электроприборов, электроинструментов, устройств автоматики и т. д.
Основными достижениями в области турбогенераторостроения являются разработка и освоение в производстве турбогенераторов мощностью 500, 800 и 1200 МВт. Создание таких турбогенераторов стало возможным благодаря существенному усовершенствованию систем охлаждения с применением комбинированного газоводяного охлаждения. Значительное развитие получила конструкция турбогенераторов. Усовершенствовано крепление об- моткм статора как в пазовой, так и в лобовой части. Применена высоковольтная изоляция на термореактивных связующих, В современных типах турбогенераторов применена тиристорная система возбуждения.
В области гидрогенераторостроения весьма важным достижением является создание мощных генераторов с высокими технико-экономическими показателями. На крупнейших ГЭС страны успешно эксплуатируется целый ряд гидрогенераторов мощно- £тью от 260 до 590 МВ - А. Изготовлен рекордный по своим техническим данным гидрогенератор для Саяно-Шушенской ГЭС мощностью 640 МВ-А.
В энергосистемах СССР успешно эксплуатируется серия круп- ннх синхронных компенсаторов мощностью 50, 100 и 160 МВ-А с применением водородного охл аждения.
Создание подобных электрических машин большой единичной мощности стало возможным в результате проведенных в СССР комплексных научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ, а также благодаря большому опыту, накопленному при проектировании, изготовлении и эксплуатации высокоисполь- зованных электрических машин.
Значительные успехи достигнуты в производстве крупных электродвигателей. Так, разработана и освоена в производстве новая серия синхронных двигателей СТД с частотой вращения 3000 об/мин, мощностью 12 500 кВт на напряжение 6 и 10 кВ. Техническое перевооружение и развитие отраслей, использующих крупные электродвигатели, потребовало расширения номенклатуры этих двигателей. Например, были разработаны асинхронные двигатели мощностью 5500 кВт для нужд атомной энергетики, а для погружных насосных агрегатов были созданы асинхронные двигатели мощностью 1000 кВт.
Ведутся работы по созданию новых серий крупных электро- двигателей с высокими технико-экономическими показателями,
внедрение которых в производство даст большой экономический эффект как в сфере производства, так и в сфере эксплуатации.
За последнее десятилетие разработаны и освоены в производстве единые серии электрических машин: серия трехфазных асинхронных двигателей 4А и серия машин постоянного тока 2П. По своим технико-экономическим показателям электрические машины этих серий не уступают продукции лучших зарубежных фирм. Единые серии содержат все необходимые народному хозяйству модификации основного исполнения, специализированные исполнения по конструкции, по условиям окружающей среды и т. д. Единые серии электрических машин 4А и 2П полностью соответствуют рекомендациям МЭК по шкале мощностей, высотам оси вращения и установочным размерам.
Производство электрических машин единых серий распределено между электромашиностроительными заводами отрезками серий по нескольку типоразмеров. Это дает возможность организовать массовое производство электродвигателей наиболее употре- бительных" типоразмеров (мощностью до 100 кВт) и серийное производство электродвигателей других типоразмеров. “
В настоящее время ведутся работы по созданию единых серий электродвигателей общего назначения с еще более высокими технико-экономическими показателями, в том числе с более высокой надежностью и пониженным уровнем шума, с меньшим расходом материалов. Серии будут едиными для всех стран СЭВ.
Столь значительные успехи достигнуты отечественным электромашиностроением благодаря труду наших ученых и многочисленных коллективов разработчиков и технологбв-электромашино- строителей. Проектирование электрической машины — это сложная комплексная задача, включающая расчет и выбор размеров статора, ротора и других элементов электрической машины и конструирование деталей и сборочных единиц с последующей компоновкой электрической машины в целом. Для успешного решения этой задачи необходимы знания теории электрических машин, свойств электротехнических и конструкционных материалов, технологий и оборудования для производства электрических машин.
Проектирование электрической машины — это решение задачи со многими неизвестными. Поэтому в результате проектирования при одних и тех же исходных данных можно получить несколько вариантов машины. .
Выбор оптимального (наилучшим образом соответствующего предъявляемым требованиям) варианта получается в результате сравнения всех полученных вариантов. Решение этой задачи требует большой затраты труда. Применение при расчете машины (серии машин) цифровых ЭВМ облегчает и сокращает во времени решение этой задачи. Другой путь получения оптимального или близкого к нему варианта — повышение точности расчетов
применением значении электромагнитных нагрузок и расчетных коэффициентов, полученнных на основе проектирования, изготовления и эксплуатации электрических машин, близких по основным параметрам и условиям эксплуатации к проектируемой машине.
В настоящее время перед отечественным электромашиностроением стоит задача создания новых образцов электрических машин с высокими технико-экономическими показателями, совершенных в эксплуатации, удовлетворяющих различным требованиям.
XXVI съезд КПСС определил очередные задачи по дальнейшему развитию народного хозяйства нашей страны. В качестве главной задачи XI пятилетки выдвинуто обеспечение дальнейшего роста благосостояния советского народа на основе ускорения научно-технического прогресса и интенсивного развития экономики. Значительная роль в решении этой задачи отводится электрификации промышленности, транспорта и сельского хозяйства. Выработку электроэнергии в XI пятилетке решено довести до 1550—1600 млрд. кВт-ч. При этом основная часть прироста выработки электроэнергии должна произойти за счет электроэнергии, производимой на атомных и гидроэлектростанциях. Предстоит создать турбо- и гидрогенераторы большой единичной мощности с высокими технико-экономическими показателями. Кроме того, будут разработаны новые серии электродвигателей, удовлетворяющие разнообразным требованиям машиностроения, станкостроения, металлургии, транспорта и т. д. Будут созданы силовые трансформаторы большой единичной мощности для дальних линий электропередачи, рассчитанных на напряжения 1150 кВ переменной тока и 1500 кВ постоянного тока.
Выполнение задач, поставленных XXVI съездом КПСС, потребует от рабочих и инженерно-технических работников электротехнической и других отраслей промышленности больших знаний и умения применять их на практике.
Часть первая
ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Глава первая
ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ТРЕБОВАНИЯ
К ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ МАШИНАМ
Электрические машины, как и любые другие проектируемые изделия, должны удовлетворять целому комплексу требований, так как только в этом случае они будут успешно выполнять функции, для которых они предназначены. Поэтому прежде чем приступить к проектированию электрической машины, необходимо конкретизировать требования, которым она должна удовлетворять.
Современный уровень развития электромашиностроения характеризуется большим разнообразием электрических машин, различающихся конструкцией, рабочими характеристиками, способностью выдерживать воздействие внешних факторов (температуры, влажности) и т. п. Поэтому требования, предъявляемые к этим машинам, также весьма разнообразны. Весь комплекс этих требований разделяют на два вида — технические и экономические.
Технические требования можно обобщить и сформулировать следующим образом: электрическая машина должна надежно работать в условиях, для которых она предназначена, в течение срока не менее указанного в технических условиях (ТУ), развивая при этом требуемую мощность при установленных напряжении, частоте вращения, КПД и других параметрах, указанных в паспорте ма- шины/при этом машина должна быть удобной и безопасной в эксплуатации.
Однако приведенная формулировка технических требований не содержит конкретных сведений о допускаемых отклонениях параметров машины от номинальных, о допускаемых значениях температуры окружающей среды и влажности, а также целый ряд других конкретных сведений, без знания которых проектирование электрической машины невозможно.
Необходимые технические требования к проектируемой электри- ческой машине изложены в соответствующих ГОСТ. Например, ГОСТ 183-74 «Машины электрические вращающиеся» определяет общие технические требования ко всем вращающимся электрическим машинам (кроме машин для бортовых систем подвижных средств транспорта). Эти общие технические требования дополняются техническими требованиями других ГОСТ, определяемыми в зависимости от назначения проектируемой машины (электродвигатель, генератор или преобразователь), ее мощности, напряжения и
т. п. Кроме того, отдельные отрасли народного хозяйства предъявляют к электрическим машинам некоторые дополнительные технические требования. Эти требования обычно регламентируются отраслевыми нормалями или стандартами, ТУ. Возможны также и совершенно индивидуальные требования, вытекающие из конкретных условий эксплуатации проектируемой машины.
Экономические требования к проектируемой машине в конечном итоге сводятся к тому, чтобы процесс преобразования энергии с применением новой (проектируемой) электрической машины давал большую экономию общественного труда, чем это было при приме- нении старой машины. При этом имеется в виду экономия и в сфере эксплуатации электрической машины, и в сфере ее производства. Поэтому экономические требования к проектируемой машине определяются, с одной стороны, эксплуатационными свойствами электрической машины, а с другой,— технологичностью ее конструкции и стоимостью примененных в ней материалов.
Эксплуатационные свойства электрической машины определяются удобством ее монтажа и простотой управления, энергетическими показателями (КПД, costp】)，возможностью ремонта и другими свойствами, характеризующими экономичность машины в процессе ее эксплуатации.
Значительные резервы для удовлетворения экономических требований к проектируемой машине заложены в создании технологичной конструкции машины> Конструкция машины считается тех- ^ологищной, если она, полностью удовлетворяя техническим требованиям и обеспечивая необходимые эксплуатационные свойства, позволяет Применить при ее изготовлении высокопроизводительные технологические процессы при минимальных затратах рабочей силы и рациональном использовании оборудования и материалов.
При этом следует учитывать некоторые факторы, влияющие на технологичность конструкции электрической машины, например масштаб производства, определяющий целесообразность применения тех или иных методов обработки (например, конструкция машины, технологичная в условиях единичного прозводства, может оказаться нетехнологичной при серийном изготовлении).
К основным способам повышения технологичности конструкции машины относят: сокращение числа деталей машины без усложнения их конструкции; максимальную унификацию деталей и сборочных единиц проектируемых машин; соответствие выбранной точности изготовления и качества обработки поверхности техническим требованиям, предъявляемым к машине; сокращение количества отверстий, резьб, фасок и других конструктивных элементов; широкое внедрение деталей, изготавливаемых из заменителей дорогих и дефицитных материалов, например из пластмасс.
Непрерывная связь конструкции машины и технологии ее изготовления обязывает конструкторов электрических машин уделять серьезное внимание тщательной проработке технологичности каждой сборочной единицы, каждой детали. При зтом конструктор дол-
жен учитывать существующий уровень производства и реальную возможность его усовершенствования, для того чтобы весь комплекс необходимых технологических усовершенствований можно было осуществить в течение срока освоения новой электрической машины.
Формулируя технические и экономические требования для проектируемой электрической машины, необходимо помнить, что новая машина по своим технико-экономическим показателям (КПД, габариты, удельная материалоемкость, стоимость и т. д.) должна быть лучше выпускаемых в настоящее время электрических машин. При этом в качестве объекта для сравнения следует выбирать лучшие из имеющихся в отечественной и зарубежной практике аналогов.
СТАНДАРТИЗАЦИЯ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Стандартизация основных параметров электрических машин: номинальной мощности, номинального напряжения, номинальной частоты вращения, высоты оси вращения, установочных и присоединительных размеров — создает определенные удобства и выгоду как при проектировании и изготовлении электрических машин, так и при комплектовании этими машинами энергетических установок и устройств электропривода. Стандартизация указанных параметров позволяет избежать неоправданного увеличения типоразмеров электрических машин. Кроме того, такая стандартизация необходима для международной торговли электрическими машинами и различным оборудованием, на котором эти машины устанавливаются.
Для электрических машин мощностью до 1000 кВт ГОСТ 12139- 74 установлен следующий ряд номинальных мощностей, кВт:
5 5 54 5 72 0 72 3 35 158 0 5 5 47 5 2 0 1 9^0^ 8 5 7 12 3 оо 6 9 2 о о 15 5 54 5 72 0 72 3 35 158 0 5 5 47 5 2 0 1 9^0^ 8 5 7 12 3 оо 6 9 2 о о 19ОО329ОО32ООО6 0 512 2ООО6 0 512 25 0 05 0 0ООО3 0 06 8 0ООО3 0 06 8 0
5 5 54 5 72 0 72 3 3
5 158 0 5 5 47 5 2 0 1 9^0^ 8 5 7 12 3 оо 6 9 2 о о 1
5 5 54 5 72 0 72 3 3
5 158 0 5 5 47 5 2 0 1 9^0^ 8 5 7 12 3 оо 6 9 2 о о 1
9ОО32
9ОО32
ООО6 0 5
12 2
ООО6 0 5
12 2
5 0 0
5 0 0
ООО3 0 06 8 0
ООО3 0 06 8 0
Номинальные напряжения питающих сетей переменного и постоянного тока до 1000 В определяет ГОСТ 21128-75, а сетей переменного тока свыше -1000 В—ГОСТ 721-77.
Номинальные напряжения, В, .для электрических машин (до 1000 В) приведены в табл. 1.1.
В настоящее время установлена определенная экономически обоснованная связь между номинальной мощностью и напряжением для двигателей напряжением до 1000 В:
для асинхронных двигателей
Мощность, кВт 0,06—0,370,55—1115—110132—400
Напряжение, В 220, 380220, 380, 660220/380, 380/660 380/660
для двигателей постоянного тока
Мощность, кВт . .0,12—0,55 0,12—31522—800400—1000 > 500—1000
Напряжение, В . НО 220440600750
Генераторы
Двигатели
Постоянный ток
Переменнный ток
Постоянный ток
Переменный ток
однофазный
трехфазный
однофазный
трехфазный
28,5
42
42
27
40
40
115 ]
230
110
220
220
230
230
400
220
380
380
460丿
690
440
660
660
Примечание.
Для трехфазного тока указаны линейные напряжения.
Асинхронные двигатели мощностью до 200 кВт и выше могут изготавливаться на напряжение 6000 В, а мощностью 630 кВт и выше— 10 000 В.
Номинальные частоты вращения электрических машин определены ГОСТ 10683-73.
За высоту оси вращения й электрической машины принимается расстояние от оси вращения вала до опорной плоскости лап (рис.
. Высоты осей вращения электрических машин согласно 丄^\ГОСТ 13267-73 должны соот-
#~гветствовать следующему ряду:
25, 28, 32, 36, 40, 45, 50, 56, 63, 71,80,90, 100, 112, 132, 160, '180, 200, 225, 250, 280, 315,
т355,400, 450,500, 560, 630,
Рис. 1.1. Высота оси вращения электри- 71。, 800 900, 1000 ММ.
ческнх машинУстановочные и присоеди
нительные размеры электрических машин должны соответствовать ГОСТ 18709-73, ГОСТ 20839-75 и др.
При проектировании электрических машин следует руководствоваться увязкой установочных размеров с номинальными мощностями и частотами вращения, принятой в современных сериях электрических машин. Такая увязка для асинхронных двигателей единой серии 4А приведена в § 8.1, а для машин постоянного тока серии 2П —в§ 10.1.
13 КОНСТРУКТИВНЫЕ ФОРМЫ ИСПОЛНЕНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Конструктивные формы исполнения электрических машин определяются в основном тремя факторами; степенью защиты, способом охлаждения и способом монтажа.
Условное обозначение степени защиты IP — начальные буквы английских слов International protektion, например IP11. Первая цифра обозначает степень защиты персонала от соприкосновения
с токоведущими и вращающимися частями и от попадания внутрь машины твердых тел, вторая цифра обозначает степень защиты от проникновения воды внутрь машины. Для электрических машин напряжением до 1000 В установлено шесть степеней защиты, обозначаемых следующим образом:
— отсутствует защита;
—защита от случайного соприкосновения большого участка человеческого тела с токоведущими и вращающимися частями; отсутствует защита от преднамеренного соприкосновения; имеется защита от попадания внутрь твердых тел диаметром не менее 52,5 мм;
— защита от соприкосновения пальцев человека с токоведущими и вращающимися частями и защита от попадания внутрь машины твердых тел диаметром не менее 12,5 мм;
— защита от соприкосновения с токоведущими и вращающимися частями инструмента, проволоки и других предметов, толщина которых превышает 2,5 мм; защита от попадания внутрь машины твердых тел диаметром не менее 2,5 мм;
— защита от соприкосновения с токоведущими и вращающимися частями предметов толщиной более 1 мм и защита от попадания^внутрь машины твердых тел толщиной не менее 1 мм;
— полная защита от соприкосновения с токоведущими и вращающимися частями и полная защита от вредных отложений пыли внутри машины.
Для этих же машин существует девять степеней защиты от проникания воды внутрь машины:
0 — защита отсутствует;
— защита от капель сконденсировавшейся воды, падающих вертикально;
— защита от капель воды, падающих под углом не более 15° к вертикали;
— защита от дождя, падающего под углом не более 60° к вер- 'тикали;
—защита от брызг воды любого направления;
— защита от водяных струй в любом направлении;
— защита от воздействий, характерных для палубы корабля, включая захлестывание морской волной;
— защита при погружении в воду в течение времени и давлении, указанных в ГОСТ или ТУ.
— защита при погружении в воду на неограниченное время при давлении, указанном в ГОСТ или ТУ.
Возможные степени защиты электрических машин на напряжение до 1000 В приведены в табл. 1.2.
Способы охлаждения электрических машин определены ГОСТ 20459-75. Обозначение способов охлаждения электрических машин состоит из начальных букв IC английских слов International cooling Ряда букв и цифр, обозначающих способ охлаждения. Сначала указывается буква, обозначающая вид хладагента: Л — воздух, Н —
Степень защиты персонала от соприкосновения с токоведу- Щимн и вращающимися частями и от попадания пост。、 роииих тел внутрь машиныСтепень защиты персонала от соприкосновения с токоведу- Щимн и вращающимися частями и от попадания пост。、 роииих тел внутрь машиныСтепени защиты от проиикиовеиия воды внутрь машиныСтепени защиты от проиикиовеиия воды внутрь машины
Степень защиты персонала от соприкосновения с токоведу- Щимн и вращающимися частями и от попадания пост。、 роииих тел внутрь машины
Степень защиты персонала от соприкосновения с токоведу- Щимн и вращающимися частями и от попадания пост。、 роииих тел внутрь машины
Степени защиты от проиикиовеиия воды внутрь машины
Степени защиты от проиикиовеиия воды внутрь машины
водород, W—вода и т. д. Если хладагентом является только воздух, то буква опускается. Затем идет несколько цифр: первая цифра условно обозначает устройство цепи охлаждения для циркуляции хладагента, например воздуха, вторая — способ перемещения хладагента. Если машина имеет несколько цепей охлаждения (например, внутренняя вентиляция и наружный -обдув), то в обозначении может быть четыре цифры — две для обозначения наружной цепи охлаждения и две — для внутренней.
Ниже приведены примеры обозначения наиболее распространенных способов охлаждения электрических машин:
IC01 — защищенная машина с самовентиляцией: вентилятор расположен на валу машины;
IC0041 — закрытая машина с естественным охлаждением;
IC0141—закрытая машина, обдуваемая наружным вентилятором, расположенным на валу машины;
IC0151 — закрытая машина, имеющая корпус с трубами для прохода воздуха, с наружным и внутренним вентиляторами.
Опыт проектирования электрических машин определил увязку исполнения машин по степеням защиты и способам охлаждения с высотами оси вращения машин, которую следует рассматривать как рекомендуемую при проектировании асинхронных двигателей и двигателей постоянного тока, предназначенных для привода механизмов, не предъявляющих особых требований к пусковым и регулировочным свойствам двигателей, скольжению, КПД и т. п. (табл. 1.3).
Монтаж электрических машин в местах их установки осуществляется обычно на лапах или посредством фланцев. При этом возможно разное пространственное расположение оси вала машины (например, горизонтальное или вертикальное). Электрические машины большей мощности обычно выполняют со стояковыми подшипниками.
Разновидности конструктивного исполнения электрических машин по способу монтажа определены ГОСТ 2479-79, предусматри-
вающим следующую структуру условного обозначения конструктивного исполнения электрических машин по способу монтажа:
Группа
Xх
丁一
XX)
Латинские буквы IM или М
цифра)''
Способ монтажа (две цифры)
Исполнение конца вала (одна цифра)
Латинские буквы IM представляют собой начальные буквы английских слов International Mounting.
Возможны следующие условные обозначения конструктивных исполнений электрических машин (первая цифра в обозначении):
— на лапах сгподшипниковыми щитами; возможно применение пристроенного редуктора;
— на лапах с подшипниковыми щитами, с фланцем на подшипниковом щите (или щитах);
— без лап с подшипниковыми щитами, с фланцем на одном подшипниковом щите (или щитах), с цокольным фланцем;
— без лап с подшипниковыми щитами, с фланцем на станине;
— без подшипниковых щитов;
— на лапах'с подшипниковыми щитами и со стояковыми подшипниками;
— на лапах со стояковыми подшипниками (без подшипниковых щитов);
— с вертикальным валом, кроме машин групп от IM1 до IM4;
*—специального исполнения по способу монтажа.
Для каждого из конструктивных исполнений (первая цифра) возможно несколько способов монтажа. В результате получается
Таблица 1.3
Двигатель
Степень защиты
Высота осн вращения, мм
Способ охлаждения
Асинхронный
IP23
160—560
IC01
IP44
50—355
IC0141
IP44
400—630
IC0151
Постоянного тока
IP22
80—315
IC01
IP22
355—560
IC17 .
IP44
80—200
IC0041
IP44
132—200
IC0141
IP44
225—500
IC37
более трехсот различных конструктивных исполнений электрических машин по способу монтажа.
Форма выступающего конца вала и число концов вала (один или два) обозначаются следующим образом (последняя цифра):
О — без выступающего конца вала;
— с одним выступающим концом вала цилиндрической формы;
— с двумя выступающими концами вала цилиндрической формы;
— с одним выступающим концом вала конической формы;
— с двумя выступающими концами вала конической формы;
— с одним выступающим фланцевым концом вала;
— с двумя выступающими фланцевыми концами вала;
— с двумя выступающими концами вала, со стороны привода —фланцевым, а с противоположной стороны — цилиндрическим;
— все прочие исполнения выступающих концов вала.
Ниже приведены примеры обозначения наиболее распространенных конструктивных исполнений машин по способу монтажа:
M1001 — на лапах с двумя подшипниковыми щитами, конец вала цилиндрический, направлен горизонтально, лапы обращены вниз;
1011 — на лапах с двумя подшипниковыми щитами, конец вала цилиндрический, направлен вертикально вниз;
IM1031—то же, что и IM011, но конец вала направлен вертикально вверх;
2101 — на лапах с двумя подшипниковыми щитами, с фланцем, не доступным с обратной стороны, конец вала цилиндрический, направлен горизонтально, лапы обращены вниз;
2111 — на лапах с двумя подшипниковыми щитами, с фланцем, не доступным с обратной стороны, конец вала цилиндрический, направлен вертикально вниз;
IM2131—то же, что и IM2111, но конец вала направлен вертикально вверх.
КЛИМАТИЧЕСКИЕ И МЕХАНИЧЕСКИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
НА ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ МАШИНЫ
На условия эксплуатации электрических машин, а следовательно, и на их надежность значительное влияние оказывают климатические факторы внешней среды.
К климатическим факторам внешней среды относятся температура воздуха и диапазон ее колебаний, относительная влажность и давление воздуха или газа, солнечная радиация, дождь, ветер, пыль, соляной туман, иней, действие плесневых грибов, содержание в окружающей среде коррозионно-активных материалов.
Проектируемые электрические машины могут иметь различные климатические исполнения, определяемые ГОСТ 15150-69 и условно обозначаемые одной или двумя буквами (табл. 1.4).
Обозна-чениеОбозна-чениеУТВ тс т оУТВ тс т ом тмм тмом вом в
Обозна-чение
Обозна-чение
У
ТВ тс т о
У
ТВ тс т о
м тм
м тм
ом в
ом в
Климатические исполнения электрических машин
Двигатели, предназначенные для эксплуатации иа суше, реках, озерах для макроклиматических районов:
с умеренным климатом
с холодным климатом
с влажным тропическим климатом
с сухим тропическим климатом
как с сухим, так и с влажным тропическим климатом
для всех макроклиматических районов на суше (общеклиматическое исполнение)
Двигатели, предназначенные для установки на морских судах для макроклиматических районов:
с умеренно холодным морским климатом
с тропическим морским климатом для судов каботажного плавания или иных, предназначенных для плавания только в тропической зрне.
для неограниченного района плавания
Двигатели, предназначенные для всех макроклиматических районов на суше и на мере、
ГОСТ 15150-69 устанавливает пять категорий мест размещения машин при эксплуатации. Категория места размещения обозначается цифрами 1, 2, 3, 4, 5.
Электрические машины общего назначения при отсутствии особых требований по климатическим воздействиям, проектируются для районов с умеренным климатом (исполнение У) и категорий мест размещения 3 или 4. Категория 3 предполагает работу машины в закрытых помещениях с естественной вентиляцией без иску- ственно регулируемых климатических условий, где колебания температуры и влажности воздуха и воздействия песка и пыли существенно меньше, чем на открытом воздухе. К категории 4 относятся помещения с искусственно регулируемыми климатическими условйями (например, закрытые отапливаемые и вентилируемые производственные или иные помещения).
При проектировании электрических машин необходимо учитывать также воздействие механических факторов внешней среды. ГОСТ 17516-72 устанавливает несколько групп условий эксплуатации изделий, обозначаемых Ml — МЗО. Эти группы характеризуются диапазоном частоты вибраций, их амплитудой, параметрами ударных нагрузок и т. д.
По условиям эксплуатации с учетом воздействия механических факторов электрические машины общего назначения относят к группе Ml, т. е. они могут быть установлены на фундаментах, на стенах производственных помещений и т. д. При этом внешние источники не должны создавать вибрации частотой выше 35 Гц и максимальным ускорением не более 5 м/с2, ударные нагрузки недопустимы.
L5. СЕРИИ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН И ЕДИНИЧНАЯ МАШИНА
Электрические машины общего назначения, а также машины, предназначенные для применения в определенных отраслях народного хозяйства, изготавливаются, как правило, сериями. Серия электрических машин представляет собой ряд машин возрастающей мощности, имеющих однотипную конструкцию и удовлетворяющих общему комплексу требований.
Электрические машины, предназначенные для наиболее широкого применения в различных отраслях народного хозяйства, выпускаются едиными сериями. Для электрических машин единых серий характерен высокий уровень унификации деталей и сборочных единиц, пх максимальная взаимозаменяемость.
При проектировании серии машин при заданных высотах оси вращения принимают размеры статоров и роторов такими, чтобы довести до минимума количество требуемых штампов при минимальных отходах. Это достигается тем, что одни и те же листы используют для изготовления сердечников машин, соседних по шкале мощностей, путем изменения длины этих сердечников. Другие мероприятия по унификации позволяют сократить номенклатуру пресс-форм, моделей для отливок и другой технологической оснастки.
По своим технико-экономическим показателям электрические машины единых серий соответствуют существующему уровню мировой техники. Разработка и освоение производства единой серии электрических машин представляет собой задачу государственного значения.
За последние годы отечественным электромашиностроением разработаны и освоены в производстве единая серия асинхронных двигателей 4А, серия машин постоянного тока 2П, серии синхронных машин СГ2, СД2, СДН2, СДН32 и ряд других серий, предназначенных для широкого применения в различных отраслях народного хозяйства.
По мере развития науки и техники, создания материалов с улучшенными свойствами, накопления опыта проектирования и эксплуатации электрических машин оказывается возможным создавать более совершенные серии машин как по техническим, так и по экономическим показателям. Поэтому периодически взамен существующих единых серий создаются новые, более совершенные.
Наряду с сериями электрических машин общего назначения промышленностью изготавливаются серии электрических машин специализированного назначения: тяговые, краново-металлургические, судовые и др.
Но бывают случаи, когда для оснащения какой-либо установки требуется электрическая машина с техническими данными, которыми ни одна из серийных машин не обладает. В этом случае приходится проектировать и изготавливать единичную электрическую машину (или несколько машин). При проектировании такой машины необходимо принимать во внимание конструкции деталей и
сборочных единиц электрических машин, выпускаемых на данном заводе, для того чтобы максимально их использовать в проектируемой единичной машине.
Основной задачей расчета электрической машины (серии машин) является нахождение оптимального варианта. Оптимальным считается такой вариант машины, в котором полное удовлетворение технических требований сочетается с наибольшим экономическим эффектом в народном хозяйстве. Наиболее трудоемко нахождение оптимального варианта при проектировании серии машин, так как это связано с необходимостью расчета большого числа вариантов с последующим их сравнением и обобщением полученных результатов. Тщательная проработка большого числа вариантов оказывается возможной лишь при использовании современной вычислительной техники. Обычно для этой цели используются цифровые ЭВМ, которые при соответственно составленной программе не только выполняют электромагнитные, тепловые и экономические расчеты по нескольким вариантам, но и определяют оптимальный вариант м.ашины с выдачей всех ее конструктивных параметров.
Однако создание серии электрических машин или отдельной машины, оптимальной по всем показателям, практически невозможно. Так, машины, оптимальные по рабочим и пусковым параметрам, могут оказаться трудоемкими в изготовлении, иметь высокую себестоимость. По этой причине оптимальному проектированию электрических машин должен предшествовать выбор критерия оптимальности. Например, если проектируется электрическая машина (серия машин) специализированного назначения, то при выборе критерия оптимальности следует учесть особые условия эксплуатации машины и специальные требования к ее рабочим и пусковым параметрам. Так, если машина предназначена для установки на транспортном средстве, то ее критериями оптимальности могут быть минимальные масса и габариты. При этом машина может оказаться трудоемкой в изготовлении и иметь повышенную себестоимость.
Если же проектируется электрическая машина или серия машин общего назначения, то критериями* оптимальности могут быть минимальные затраты на ее изготовление и минимальные эксплуатационные расходы. Так, асинхронные двигатели единой серии 4А спроектированы оптимальными для нужд народного хозяйства. Критерием оптимальности была принята минимальная стоимость двигателей в производстве и эксплуатации. При этом учитывались стоимость материалов, трудозатраты, амортизация оборудования, затраты на проектирование, стоимость электроэнергии при эксплуатации двигателей, затраты на их ремонт и обслуживание.
ПОРЯДОК ПРОЕКТИРОВАНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Проектирование электрической машины (серии машин) предусматривает несколько стадий, каждая из которых завершается
либо разработкой определенного вида технической документации, либо изготовлением образцов и проведением их испытаний.
ГОСТ 2.103-68 «Стадии разработки» и ГОСТ 15.001-73 «Разработка и постановка продукции на производство» предусматривают следующие стадии разработки: техническое задание： техническое предложение, эскизный проект, технический проект, рабочий проект, установочные серии.
Организации, принимающие участие в создании новой электрической машины (серии машин), в соответствии с выполняемыми функциями разделяются на заказчиков, разработчиков, изготовителей и потребителей (иногда заказчик является одновременно и потребителем).
Рассмотрим содержание стадий разработки.
Техническое задание. Проектированию электрической машины (серии машин) предшествует разработка технического задания, которое определяет технико-экономические требования и показатели качества машины, а также устанавливает основные этапы работы, сроки их выполнения и службы (организации и предприятия), выполняющие этапы работы. Техническое задание разрабатывается на основе предъявленных заказчиком исходных требований с учетом современных достижений науки и техники.
Техническое задание выполняется разработчиком, рассматривается и согласовывается потребителем и заводом-изготовителем.
Техническое предложение. Техническое предложение определяет научно-техническую возможность и экономическую целесообразность осуществления технического задания в предлагаемые Сроки. Оно содержит различные варианты конструкций машины. После сравнительного анализа выбирают наиболее оптимальный вариант конструкции машины. Техническое предложение выполняется разработчиком.
Эскизный проект. При разработке эскизного проекта устанавливают принципиальное решение по разработке машины (серии машин). На этой стадии производят: сравнительную оценку вариантов по выбору материалов и конструктивных решений проектируемых изделий, изготовление и испытание макетных образцов, предварительную проработку основных вопросов технологии, оценку технологичности и показателей унификации и стандартизации предварительной конструкции изделий. Эскизный проект согла* совывают с заказчиком и заводом-изготовителем.
Технический проект. Технический проект содержит подробную разработку решений, принятых в эскизном проекте, с учетом всех требований технического задания. Технический проект выполняется разработчиком и включает окончательное техническое решение, дающее полное представление о конструкции проектируемых изделий и материалах для их изготовления. Этот проект включает чертежи разрабатываемых изделий (обычно общие виды) и подробные расчеты. Технический проект должен обеспечить соответствие конструкции машины (серии машин) техническому заданию, высокий уровень технологичности принятых конструкций, удобство'
их эксплуатации с учетом современных требований технической эстетики. Результаты расчетов и целесообразность конструкторских решений должны быть подтверждены результатами экспериментальных исследований макетных образцов изделий, изготовленных на стадии технического проекта. Технический проект согласовывают с заказчиком и заводом-изготовителем.
Рабочий проект. На этой стадии проектирования выполняют следующее: разработку конструкторской документации для изготовления опытных образцов и опытных партий изделий всех габаритов и типоразмеров; изготовление и испытание опытных образцов, корректировку конструкторской документации по результатам испытаний опытных образцов; государственные межведомственные испытания опытных образцов и корректировку документации по результатам этих испытаний.
Вся техническая документация, полученная на этой стадии, передается заводу-изготовителю для технической подготовки производства к изготовлению установочной серии машин (в случае серийного производства).
Установочные серии. Установочные серии электрических машин (при их серийном производстве) выпускаются заводом-изготовителем серийной продукции по типовым технологическим процессам. Машины установочной серии подвергаются квалификационным испытаниям на возможность получения заданных параметров в серийном производстве. После этого производится корректировка технической документации на проектируемые изделия с учетом их серийного изготовления.
НАДЕЖНОСТЬ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Надежность является важнейшим технико-экономическим показателем любого изделия, в том числе и электрической машины. Чем выше надежность электрических машин, тем реже они выходят из строя, тем дешевле их эксплуатация. Поэтому повышение надежности машин имеет огромное народнохозяйственное значение, так как является дополнительным источником увеличения парка действующих электрических машин.
Надежность — это свойство изделия (электрической машины) выполнять заданные функции, сохраняя во времени значения установленных эксплуатационных показателей в заданных пределах, соответствующих заданным режимам и уело： виям использования, технического обслуживания, ремонтов, хранения и транс- • портирования.
К основным показателям, определяющим надежность электрической машины относятся исправность, работоспособность, отказ.
Исправность — это состояние, при котором машина соответствует всем требованиям, установленным для нее технической документацией, например техническими условиями.
Работоспособность — это состояние, при котором электрическая машина способна выполнять заданные функции, сохраняя значения заданных параметров в пределах, установленных технической документацией. Разница в этих понятиях состоит в том, что работоспособная машина в отличие от исправной может не
соответствовать некоторым требованиям технической документации, не влияющим на выполнение машиной заданных функций. Например, машина может иметь некачественную окраску, либо другой дефект, не влияющий на основные параметры машины — мощность, КПД, частоту вращения и т. п. Строго говоря, такая машина неисправна, но в течение определенного времени остается работоспособной. Нарушение работоспособности машины называется отказом Различают отказы внезапные и постепенные. Отказ называют внезапным, если ои характеризуется скачкообразным изменением одного или нескольких заданных параметров. Если же отказу предшествует постепенное закономерное изменение какого-либо параметра, то он называется постепенным. Например, постепенный износ коллектора может послужить причиной нарушения коммутации в машине постоянного тока (постепенный отказ), наличие неисправного подшипника или дефектной щетки также может послужить причиной отказа машины (внезапный отказ).
Электрическая машина должна обладать долговечностью — свойством сохранять работоспособность до наступления предельного состояния, оговоренного технической документацией. Предельное состояние ——это состояние машины, при котором ее дальнейшая эксплуатация должна быть прекращена из-за неустранимого нарушения требований безопасности, или неустранимого ухода заданных параметров за установленные пределы, или необходимости проведения ремонта.
Долговечность электрической машины определяется техниечским ресурсом п сроком службы. Технический ресурс — это наработка машины от начала эксплуатации или от возобновления эксплуатации после ремонта до наступления предельного состояния, а срок службы ——это календарная продол-v жительность эксплуатации машины от ее начала или от возобновления после ремонта до наступления предельного состояния.
" Вошедшее в определение технического ресурса понятие «наработка» представляет собой продолжительность работы машины в единицах времени или выполненную работу в киловатт-часах, километрах, тоннах и т. п. в зависимости от вида работы, выполняемой устройством, на котором установлена машина. Если электрическая машина работает непрерывно, то ее технический ресурс, измеренный в единицах времени, равен сроку службы. Если же машина работает с перерывами, то технический ресурс определяется суммарной наработкой. В этом случае технический ресурс машины, измеренный в единицах времени, меньше срока службы.
В зависимости от отрезка времени, на протяжении которого определяют наработку, различают суточную наработку, месячную наработку и т. п.
Свойство электрической машины сохранять работоспособность в течение некоторого времени или некоторой наработки называется безотказностью.
Одним из количественных показателей безотказности является вероятность безотказной работы ——вероятность того, что в пределах заданной наработки отказ объекта не возникает. Количественно вероятность безотказной работы определяется статистическим отношением числа машин, безотказно проработавших в течение времени t, к общему числу работоспособных машин ^ в начале наблюдения, т. е. в момент времени f=0:
p(/) = —,(1-1)
где n(t)——количество машин, отказавших за время наблюдения t
три периода, характеризуемых различнойтри периода, характеризуемых различнойВероятность безотказной работы является убывающей функцией времени и может изменяться от нуля (при /=оо) до единицы (при /=0). Из этого следует, что с увеличением заданной наработки / вероятность безотказной работы P(t) уменьшается н наоборот — с уменьшением наработки / P(t) возрастает. Вероятность безотказной работы электрической машины определяется при наработке, она должна быть не менее указанной в технической документации. Например, для асинхронных двигателей общего назначения современных серий основного
три периода, характеризуемых различной
три периода, характеризуемых различной
Рис. 1.2. Интенсивность отказов для трех периодов работы электрической машины
исполнения установлена вероятность безотказной работы Р(7)>0,9 при наработке /— =10 000 ч, а для двигателей постоянного тока Р(7)>0,9 при /=2000 ч.
ин-ин-Практикой эксплуатации
ин-
ин-
электрических машин установлено
тенсивностью отказов Л. На рис. 1.2 эти периоды отмечены характерным изломом графика 九=，(£). В течение первого периода, называемого приработкой, выявляются скрытые дефекты, в основном технологического характера, не обнаруженные службой технического контроля завода-изготовителя. Этот период характерен случайными отказами, С течением времени эксплуатации машины интенсивность отказов снижается и при fi достигает некоторого постоянного значения Лпост. С этого времени наступает нормальная эксплуатация (力一勾). Отказы в этот период носят случайный характер — происходят в основном по причине нарушения условий эксплуатации: перегрузка машины, изменение внешних факторов (допустимых значений температуры, влажности, вибраций и т.п.), попадание внутрь машины металлической стружки или воды и т. д. Период нормальной эксплуатации является наиболее продолжительным (до 15——25 тыс. ч). Затем наступает пе р и о д износа (старения). Этому периоду (/2—4) соответствует нарастание интенсивности отказов, имеющих в основном постепенный характер, так как они обусловлены главным образом старением изоляции, изно
сом подшипников, коллектора, контактных колец и т. п.
Многолетние наблюдения за эксплуатацией электрических машин и анализ причин их отказов показали: в асинхронных двигателях 85—95 % всех отказов происходит вследствие выхода из строя обмотки статора, 5—8 % ——из-за выхода из строя подшипниковых узлов, остальное приходится на прочие причины, в основном механические повреждения. В машинах постоянного тока 65 % всех отказов происходит из-за выхода из строя обмотки якоря, 15 % ~ обмотки возбуждения, 9%—коллектора, 11 % — подшипников и по причине других механических повреждений.
Преобладание отказов по причине выхода из строя обмоток статора и якоря в машинах средней мощности объясняется в основном спецификой укладки всыпиых обмоток, когда проводники располагаются в пазу беспорядочно, образуя неровности и перехлесты. В процессе укладки проводников в пазы их при-
ходится уплотнять, что является причиной возможных механических повреждений изоляции обмоточных проводов и приводит к межвитковым коротким замыканиям. Более надежными являются обмотки из проводов прямоугольного сечения, так как они укладываются в открытые и полуоткрытые пазы в определенном порядке.
Существенное влияние на надежность электрических машин оказывают вибрации, вызванные неуравновешенностью вращающихся частей машин. Эти вибрации передаются на подшипники, ускоряя их износ, и иа обмотки, изоляция которых, особенно в лобовых частях, испытывая механические усилия, постепенно изнашивается и выходит из строя.
Причиной частых отказов электрических машин является также их применение в условиях, не соответствующих исполнению по способам защиты и монтажа, а также климатическим условиям эксплуатации. Поэтому значительный резерв повышения надежности электрических машин заложен в разработке и внедрении различных специализированных исполнений, рассчитанных на специфические условия работы.
Для пред упреждения отказов машин, вызванных их перегрузкой, в наиболее ответственных случаях применяют встроенную температурную защиту обмотки статора, отключающую машину от сети при значительном превышении температуры обмоткн над температурой охлаждающей среды.
Большое влияние на надежность машины оказывает качество ее изготовления. Эффективным средством повышения качества изготовления электрических - машин является тщательная отработка технологичности машины при ее проектировании, предполагающая применение наиболее совершенных и перспективных технологических процессов с высокой степенью механизации.
V
Глава вторая
МАТЕРИАЛЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ
В ЭЛЕКТРОМАШИНОСТРОЕНИИ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
В процессе работы, транспортирования и хранения электрическая машина испытывает целый комплекс механических и тепловых воздействий, а также действие солнечной радиации, пыли, коррозионно-активных элементов и т. д. Механические нагрузки обусловлены центробежными силами и вибрациями, реакцией передачи, электромагнитными силами, возникающими в рабочем режиме и особенно значительными при переходных процессах. Тепловые воздействия связаны с окружающей средой и различными видами потерь в самой машине. Наиболее опасны тепловые воздействия на электрическую изоляцию, в которой при температурах, превышающих допустимую, процесс теплового старения развивается весьма интенсивно.
При выборе материалов исходят не только из их физических свойств (механической прочности, электрической проводимости, нагревостойкости и т. п.), но и из их цены и дефицитности. Если 24
физические свойства материалов определяют энергетические показатели машины, ее надежность и технологичность, то их стоимость существенно влияет на экономичность машины.
Материалы, применяемые в электромашиностроении, разделяются на конструкционные, активные и электроизоляционные.
Конструкционные материалы применяются для изготовления деталей машины, преимущественным назначением которых является восприятие и передача механических нагрузок, а также обеспечение требуемой степени защиты, охлаждения, смены смазки и т. д. (станины, подшипниковые щиты, валы, жалюзи, уплотнители, вентиляторы и т. д.). В качестве конструкционных материалов используют сталь, чугун, цветные металлы и их сплавы, пластмассы. Подробнее вопросы выбора конструкционных материалов изложены в главах, посвященных конструированию электрических машин.
Активные материалы служат для создания в электрической машине необходимых условий для протекания электромагнитных процессов и подразделяются на проводниковые и магнитные. Электроизоляционные материалы предназначены для электрической изоляции обмоток и других токоведущих частей машины.
■ Некоторые Детали и сборочные единицы машины работают в СЛОЖНЫХ Физических условиях и выполняют функции как конструкционных, так и активных (например, станины машин постоянного тока). К таким материалам предъявляются смешанные требования. Например, хорошие магнитные свойства материала или его электропроводящие свойства должны сочетаться с механической прочностью.
МАГНИТНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Магнитные материалы применяют для изготовления магнитопроводов. Одним из основных требований, предъявляемых к магнитным материалам, является высокая магнитная проницаемость, т. е. чтобы требуемый магнитный поток в машине создавался возможно меньшей МД С обмотки возбуждения.
Некоторые элементы магнитопроводов электрических машин (сердечники статоров машин переменного тока, якорей машин постоянного тока и т. п.) подвержены перемагничиванию, что вызывает потери энергии на вихревые токи и на перемагничивание (гистерезис).
. К магнитным материалам, из которых изготавливаются такие элементы магнитопроводов, предъявляются еще и требования минимальных потерь на перемагничивание и повышенное удельное электрическое сопротивление. Последнее способствует уменьшению потерь на вихревые токи.
В настоящее время наилучшим магнитным материалом, удовлетворяющим всем перечисленным требованиям, является тонколистовая электротехническая сталь. Широкий диапазон электромагнитных свойств электротехнической стали достигается изменением содержания кремния. Обычно сталь с меньшим содержанием
кремния имеет меньшую магнитную проницаемость и большие удельные потери, но и большее значение индукции насыщения. С повышением содержания кремния возрастает хрупкость стали, что создает определенные трудности при штамповке (образование трещин). Это обстоятельство ограничивает применение высоколегированных электротехнических сталей для изготовления сердечников при небольших размерах зубцов и пазов. По способу прокатки стали подразделяются на холоднокатаные и горячекатаные.
Тонколистовая холоднокатаная электротехническая сталь выпускается в виде рулонов, листов и резаной ленты. Горячекатаная электротехническая сталь выпускается в листах. Поставка холоднокатаной стали в рулонах и резаных лентах позволяет автоматизировать штамповку, что значительно повышает производительность труда и уменьшает отходы.
Обозначение марки стали состоит из четырех цифр: первая — класс по виду прокатки и структурному состоянию: 1 ——горячекатаная;
——холоднокатаная изотропная (имеющая одинаковые магнитные свойства вдоль и поперек направления проката);
——холоднокатаная анизотропная (магнитные свойства вдоль направления проката лучше, чем поперек);
вторая — содержание кремния:
О — до 0,4 % (нелегированнная);
— 0,4—0,8 %;
2-0,8-1,8 %;
尸 3-1,8-2,8%;
4-2,8-3,8 %;
— 3,8—4,8 %;
третья — группа по основному нормируемому показателю:
0 ——удельные потери при магнитной индукции 1,7 Тл и частоте 50 Гц(Р,7/50)；
1——удельные потери при магнитной индукции 1,5 Тл и частоте 50 Гц (В,5/50)；
——удельные потери при магнитной индукции 1,0 Тл и частоте 400 Гц (Pi,0/400)；
——магнитная индукция в слабых магнитных полях при напряженности поля 0,4 А/м (Во,4)；
— магнитная индукция в средних магнитных полях при напряженности поля 10 А/м (В1]0);
четвертая ——порядковый номер типа стали.
Для определения удельных потерь в стали при магнитной индукции В и частоте 力 отличающихся от значений, приведенных в ГОСТ, следует воспользоваться формулой пересчета
Рв^Р,,^ (B/l,5)2(f/50)3,(2.1)
где § ——показатель степени, зависящий от марки электротехнической стали (см. §6.1).
Элементы магнито провода, изготавливаемые из листовой электротехнической стали, имеют шихтованную конструкцию, т. е. вы- 26
полняются в виде пакета выштампованных листов, изолированных друг от друга изоляционной пленкой (лак, оксидная пленка), которая служит для уменьшения потерь на вихревые токи. Заполнение такого пакета сталью зависит от толщины листов стали, толщины изоляционной пленки, качества поверхности листов и усилия запрессовки и учитывается коэффициентом заполнения пакета сталью (々с), равным отношению сечения чистой стали (без изоляции) ко всему сечению пакета.
В современных единых сериях асинхронных двигателей (4А) и машин постоянного тока (2П) преимущественное применение получили холоднокатаные изотропные стали марок 2013, 2312 и 2411.
Холоднокатаные изотропные стали обладают высокими магнитными свойствами, хорошим качеством поверхности, малой разно- толщинностью. Применение этих сталей позволит существенно улучшить энергетические показатели и уменьшить массу электрических машин.
Для изготовленйя сердечников главных полюсов применяют листовую конструкционную сталь толщиной 1—2 MM либо анизотропную холоднокатаную электротехническую сталь марки 3411 толщиной 1 мм. При изготовлении сердечников из анизотропной стали необходимо, чтобы продольная ось полюса совпадала с направлением проката стали. Применение холоднокатаной стали марки 3411 для сердечников главных полюсов позволяет уменьшить магнитное рассеяние добавочных полюсов и ослабить размагничивающее действие реакции якоря. Объясняется это тем, что магнитный поток обмотки якоря, проходя 《поперек》сердечников главных полюсов, т. е. перпендикулярно направлению проката электротехнической стали, испытывает повышенное магнитное сопротивление, что и ведет к уменьшению этого потока.
Станины машин постоянного тока изготавливают из стальных цельнотянутых труб либо гнут и сваривают из стального листа марки СтЗ. В некоторых случаях станины делают шихтованными из электротехнической стали.
ЭЛЕКТРОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Требования к электроизоляционным материалам весьма разнообразны, так как их свойства во многом определяют эксплуатационную надежность, габаритные размеры, массу и стоимость машины.
' Одним из важнейших свойств электроизоляционного материала является нагревостойкость ——способность материала выполнять функции при воздействии рабочих температур в течение времени, определяемого сроком службы электрической машины.
По нагревостойкости все электроизоляционные материалы разделяются на семь классов, при этом каждому классу нагревостойкости соответствует своя предельно допустимая температура: Класс нагревостойкости . . . Y А Е В F Н С Предельно допустимая температура, ℃ 90105120130155180>180
Класс нагревостойкости А. Волокнистые материалы из бумаги, хлопка, шелка, древесины и т. д., пропитанные жидкими диэлектриками либо погруженные в них. К этому классу относятся также изоляция эмальпроводов на основе масляных и полиамидно-ре- зольных лаков, полиамидные пленки, бутилкаучуковые и другие материалы. Пропитывающими веществами для данного класса материалов являются трансформаторное масло, масляные и асфальтовые лаки и другие вещества соответствующей нагревостой- кости. К данному классу относятся лакобумаги, лакоткани, плен- коэлектрокартон, гетинакс, текстолит.
В настоящее время электроизоляционные материалы класса нагревостойкости А имеют ограниченное применение в электрических машинах.
Класс нагревостойкости Е. Изоляция эмальпроводов и электроизоляционные материалы на основе полиуретановых, эпоксидных, полиэфирных смол и других синтетических материалов аналогичной нагревостойкости.
Класс нагревостойкости В. Материалы на основе неорганических диэлектриков (слюда, асбест, стекловолокно) и клеящих, пропиточных и покровных лаков и смол повышенной нагревостойкости органического происхождения с содержанием органических веществ по массе не более 50 %. К этому классу относятся материалы на основе щепаной слюды: миканит, микалента, микафолий. К классу В относятся различные синтетические материалы: полиэфирные смолы на основе фталевого ангидрида, фторопласт-3, некоторые полиуретановые смолы, пластмассы с неорганическим наполнителем.
Класс' нагревостойкости F. Материалы на основе слюды, асбеста и стекловолокна, но с применением органических лаков и смол, модифицированных кремнийорганическими и другими нагревостойкими смолами. Изоляция этого класса не должна содержать хлопчатой бумаги, целлюлозы и шелка.
Класс нагревостойкости Н. Те же материалы, что и в классе F, но с соответствующими по нагревостойкости кремнийорганическими лаками и смолами.
Эксплуатация изоляционного материала в соответствии с температурами, указанными для каждого класса нагревостойкости, обеспечивает ему длительный срок службы (20—25 лет) без заметной потери изоляционных и механических свойств. Если материал использовать при температурах, превышающих указанные для соответствующего класса нагревостойкости, то срок службы изоляции резко сокращается. Это объясняется интенсивным тепловым старением материала, сопровождаемым утратой им электроизоляционных свойств и механической прочности. Экспериментально показано, что при повышении температуры на 10 ℃ против установленной классом нагревостойкости для материалов класса А и В срок службы изоляции сокращается примерно вдвое. Примерно такое же влияние оказывает превышение температуры и на материалы других классов нагревостойкости. Поэтому важнейшей
задачей разработчика электрической машины является правильный выбор класса нагревостойкости изоляционных материалов, т. е. класс нагревостойкости выбранного материала должен соответствовать фактическюй рабочей температуре частей машины: если эта температура выше допустимой для изоляции, то срок службы машины резко сократится; если же температура частей машины намного ниже допустимой, то машина будет недостаточно использована, а это значит, что ее габаритные размеры и стон- мо*сть будут неоправданно завышены. Исключение составляют машины, к которым предъявляется требование повышенной надежности. При проектировании этих машин допускается применение изоляции более высокого класса нагревостойкости, чем это требуется фактической температурой.
Электроизоляционные материалы должны обладать также высокой теплопроводностью, обеспечивающей необходимый отвод теплоты от обмоток машины, должны быть эластичными и механически прочнымй, т. е. не разрушаться как в процессе изготовления машины, так и при ее транспортировке и эксплуатации, когда изоляция обмоток подвергается воздействию ударных и вибрационных нагрузок, электродинамических усилий и т. д.
Обычно электрическая изоляция обмотки машины состоит из нескольких видов электроизоляционных материалов, образующих систему изоляции. Непременным условием надежной работы такой системы является совместимость всех ее составляющих.
Кроме того, изоляционные материалы должны обладать требуемыми теплостойкостью, влагостойкостью, холодостойкостью и т. д.
Изоляция обмоток по своим функциям подразделяется на пазовую (корпусную), витковую и проводниковую. Проводниковая изоляция — это изоляция обмоточного провода. Витковая изоляция——это изоляция, нанесенная на виток. Витковая изоляция обычно применяется лишь в высоковольтных машинах. Пазовую (корпусную) изоляцию либо накладывают на катушки (секции) обмотки, либо устанавливают в пазы машины до укладки обмотки. Кроме того, в пазы машины помещают прокладки: на дно паза, под клин и между слоями обмотки.
Надежность машины при эксплуатации в значительной степени зависит от пропитки как обмотки в целом, так и отдельных изоляционных материалов. Требования к применяемым для этой цели пропиточным лакам чрезвычайно разнообразны и заключаются в Следующем: достаточная изоляционная прочность; хорошая пропитывающая способность; влагостойкость и химостойкость; при рабочих температурах лак не должен давать трещин и терять эластичность; в некоторых случаях лак должен обладать хорошими клеящими свойствами. Кроме того, пропиточные составы должны быть совместимы с изоляционными материалами и не должны вызывать заметного снижения их теплопроводности.
Удовлетворить всему комплексу этих требований очень трудно., Поэтому иногда применяют комбинированную пропитку в различных лаках, каждый из которых в какой-то степени обладает одним из требуемых свойств.
В современных электрических машинах получили широкое применение композиционные электроизоляционные материалы. Такой материал представляет собой сочетание полимерных пленок с различными гибкими изоляционными материалами на основе синтетических волокон. Указанные компоненты соединяют между собой клеящими составами. Функции компонентов различны: пленка принимает на себя электрическую и механическую нагрузки, а волокнистые материалы придают композиции необходимые технологические свойства ——жесткость, упругость, надежную связь между поверхностью пазовой изоляции и прилегающими к ней поверхностью катушек с одной стороны и поверхностью магнитопровода с другой. Непременным условием при подборе компонентов является их полная совместимость.
Композиционные материалы обладают высокими механическими свойствами, что позволяет поставлять их в рулонах и применять при механизированном способе укладки обмоток. Примерами композиционного материала могут служить пленкосинтокартоны марок ПСК-Ф и ПСК-ЛП, состоящие из полиэтилентерефталатной пленки (ПЭТФ), оклеенной с двух сторон бумагой из фенилонового волокна (ПСК-Ф) или бумагой из лавсанового волокна с пропиткой (ПСК-ЛП) или без нее (ПСК-Л).
Конкретные виды электроизоляционных материалов и их маркировка приведены в примерах конструкции изоляции пазовой и лобовой частей обмоток электрических машин.
户 2.4. ПРОВОДНИКОВЫЕ МАТЕРИАЛЫ И ОБМОТОЧНЫЕ ПРОВОДА
В качестве проводниковых материалов в электромашиностроении широко применяется электролитическая медь и реже рафинированный алюминий. Необходимо иметь в виду, что основной параметр меди ——электрическая проводимость — в значительной степени зависит от наличия даже небольшого количества примесей. Поэтому медь, предназначенная для электрических проводов, не должна содержать более 0,1 % примесей. При холодной протяжке медь подвергается наклепу, становится более твердой и ее удельное электрическое сопротивление возрастает. Отжиг возвращает меди первоначальные свойства.
Для заливки короткозамкнутых роторов асинхронных двигателей применяют алюминий. В результате заливки в стержнях и ко- роткозамыкаюхцих кольцах появляются воздушные включения, а при заливке под давлением алюминий приобретает волокнистую структуру. Все это ведет к некоторому увеличению электрического сопротивления клетки.
Известно, что с ростом температуры удельное электрическое сопротивление меди и алюминия увеличивается. В соответствии с ГОСТ 183-74 расчетная рабочая температура принимается равной 75 ℃ для обмоток с изоляцией классов нагревостойкости А, Е и В, 115 ℃ для обмоток с изоляцией классов нагревостойкости F и Н.
В табл. 2.1 для некоторых проводниковых материалов приведе-
戋Наименование
Удельное электрическое сопротивление, 10~9 Ом-м, при температуре, ℃
Плотность, 103 кг/м3
20
751
115
Медный провод
17,5
21,3
24,4
8,9
Алюминиевый провод
Литая алюминиевая клетка
29,4
36,6
35,7
46,5
40,0
48,8
} 2,6—2,7
ны значения удельного электрического сопротивления р при различных температурах.
Для изготовления коллекторных пластин применяют холоднокатаную медь (ГОСТ 3568-70), или медь с присадкой кадмия — кадмиевую медь (ГОСТ 4134-75), обладающую большей механической прочностью и меньшим износом на истирание.
Контактные кольца изготавливают из стали, чугуна или меди. Для осуществления скользящего контакта с коллектором или кон-
Таблица 2.2
Марка ЩеткиМарка ЩеткиПереходное падение напря-жения на пару щеток прирекомендуемой плотноститока, ВПереходное падение напря-жения на пару щеток прирекомендуемой плотноститока, ВДопустимая плотность тока, А/мм2Допустимая плотность тока, А/мм2Допустимаяскорость, м/сДопустимаяскорость, м/сДавление на щетку, кПаДавление на щетку, кПаГЗ 611М 61 ЮМГЗ 611М 61 ЮМэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэг> ф*2 А411144522481567778> ф*2 А411144522481567778112520—252：0124020—252,0159012—22Электрографитироваииы е2,6104520—252,2159015-212,0124015-202,4104020—492,5114020—402,2126020—253,0136035—502,2124020—252,7155017,5—252,3156015—212,3155017,5—35112520—252：0124020—252,0159012—22Электрографитироваииы е2,6104520—252,2159015-212,0124015-202,4104020—492,5114020—402,2126020—253,0136035—502,2124020—252,7155017,5—252,3156015—212,3155017,5—35ГрафитныеГрафитныеМеталлографитныеМеталлографитныеМГ2 МГ4 МГСОМГ2 МГ4 МГСО0,51,10,20,51,10,220152020152020202020202018—2320-2518—2318—2320-2518—23
Марка Щетки
Марка Щетки
Переходное падение напря-жения на пару щеток прирекомендуемой плотноститока, В
Переходное падение напря-жения на пару щеток прирекомендуемой плотноститока, В
Допустимая плотность тока, А/мм2
Допустимая плотность тока, А/мм2
Допустимаяскорость, м/с
Допустимаяскорость, м/с
Давление на щетку, кПа
Давление на щетку, кПа
ГЗ 611М 61 ЮМ
ГЗ 611М 61 ЮМ
эгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэг
эгэгэгэгэгэгэгэгэгэгэг
> ф*2 А411144522481567778
> ф*2 А411144522481567778
11
25
20—25
2：0
12
40
20—25
2,0
15
90
12—22
Электрографи
тироваии
ы е
2,6
10
45
20—25
2,2
15
90
15-21
2,0
12
40
15-20
2,4
10
40
20—49
2,5
11
40
20—40
2,2
12
60
20—25
3,0
13
60
35—50
2,2
12
40
20—25
2,7
15
50
17,5—25
2,3
15
60
15—21
2,3
15
50
17,5—35
11
25
20—25
2：0
12
40
20—25
2,0
15
90
12—22
Электрографи
тироваии
ы е
2,6
10
45
20—25
2,2
15
90
15-21
2,0
12
40
15-20
2,4
10
40
20—49
2,5
11
40
20—40
2,2
12
60
20—25
3,0
13
60
35—50
2,2
12
40
20—25
2,7
15
50
17,5—25
2,3
15
60
15—21
2,3
15
50
17,5—35
Графитные
Графитные
Металлографитные
Металлографитные
МГ2 МГ4 МГСО
МГ2 МГ4 МГСО
0,5
1,1
0,2
0,5
1,1
0,2
20
15
20
20
15
20
20
20
20
20
20
20
18—23
20-25
18—23
18—23
20-25
18—23
Марка провода
Класс нагре- востойкости изоляции
Наименование провода.
ПЭТ-155
F
Провод медный круглый с полиэфиримидной изоляцией
ПЭТП-155
F
То же прямоугольный
ПЭТ В
в
Провод медный круглый с полиэфирной изоляцией
пэтвп
в
То же прямоугольный
псд
F
Провод медный круглый илн прямоугольный с двухслойной изоляцией из бесщелочного стекловолокна с подклейкой и пропиткой нагревостойким лаком
псдк
Н
То же с подклейкой н пропиткой кремнийорга- ническим лаком
пэтвсд
В
Провод медный прямоугольный с иагревостой- кой эмалевой изоляцией и двухслойной обмоткой стекловолокном, подклейкой и пропиткой нагревостойким лаком
тактными кольцами в электрических машинах применяют щетки. Сырьем для изготовления щеток являются углеродсодержащие твердые компоненты (графит, сажа, кокс), связующие вещества (каменноугольная смола или пек) и металлические порошки (медь, олово, свинец). Применяя различные виды сырья и используя определенные технологические процессы изготовления, получают большую номенклатуру щеток с различными свойствами. Все щетки, применяемые в электрических машинах, разделяются на группы: металлографитную, угольно-графитную, графитную, электро- графитированную. Щетки каждой группы характеризуются общностью состава, методов изготовления и областей применения.
В табл. 2.2 приведены технические данные щеток, получивших наибольшее применение в электрических машинах общего назначения.
Графитные щетки применяются в генераторах и двигателях с облегченными условиями коммутации и на контактных кольцах. Электрографитированные щетки применяются в генераторах и двигателях со средними и затрудненными условиями коммутации и на контактных кольцах.
К обмоточным проводам, применяемым в электромашиностроении, предъявляются требования: малая толщина изоляционного слоя, высокая механическая прочность при одновременной гибкости провода и эластичности изоляции, электрическая прочность и нагревостойкость изоляционного покрытия, высокая теплопроводность, стойкость к растворителям.
Для изолирования проволоки применяются волокнистая, эмалевая или змальволокнистая виды изоляции.
Наибольшее применение получили обмоточные провода, изолированные слоем органической эмали (эмалированные провода), и
провода с волокнистой изоляцией. При выборе обмоточного провода обычно отдают предпочтение проводам с эмалевой изоляцией, у которых толщина изоляционного покрытия в 1,5——3 раза меньше, чем у проводов с волокнистой и эмальволокнистой изоляцией.
Класс нагревостойкости эмалированных проводов зависит от свойств пропиточного лака. Например, провода марок ПЭТП и ПЭТВП, пропитанные лаком МЛ-92 и ПЭ933, имеют класс награ востойкости В, а провода марки ПЭТ-155 и ПЭТП-155, пропитанные лаками ПЭ933 и КО-916к, имеют класс нагревостойкости F. В табл. 2.3 приведены марки и наименования обмоточных проводов, получивших наибольшее применение в электрических машинах общего назначения.
Глава третья
ВЕНТИЛЯЦИОННЫЙ И ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
3.L СПОСОБЫ ОХЛАЖДЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Преобразование энергии в электрической машине всегда связано с потерями. При этом все виды потерь в конечном итоге преобразуются в теплоту, которая вызывает нагревание машины. Номинальная мощность машины при ее заданных размерах и условиях работы ограничивается превышением температуры ее частей, которое не должно быть больше допустимых значений.
Температура частей электрической машины существенно зависит от эффективности их охлаждения: чем интенсивнее отвод теплоты, тем ниже их температура, а следовательно, тем выше номинальная мощность машины. Наибольшее применение в электрических машинах общего назначения получили два способа охлаждения —естественное и искусственное.
Машины с естественным охлаждением не имеют вентиляторов или каких-либо других специальных устройств для охлаждения машины или ее отдельных частей. Циркуляция воздуха внутри такой машины создается вследствие вентилирующего действия вращающихся частей машины и явления конвекции (перенос теплоты потоками воздуха внутри машины).
'Машины с искусственным охлаждением снабжены специальными устройствами — вентиляторами, создающими движение газа (воздуха или водорода), который, соприкасаясь с нагретыми частями машины, отбирает от них теплоту, т. е. охлаждает их. Значительную группу электрических машин составляют машины с само- вентиляцией, у которых вентилятор расположен на валу либо предусмотрены лопатки на вращающихся частях машины (обмот- кодержателях, короткозамыкающих кольцах). Самовентиляция может быть наружной и внутренней. При наружной самовентиля- нии (способ охлаждения IC0141) обдувается внешняя ребристая
поверхность машины (рис. 3.1, а). Машину в этом случае выполняют закрытой (исполнение IP44), т. е. в ее корпусе не делают каких-либо специальных отверстий для сообщения внутренней полости машины с внешней средой.
?ис. 3.1. Системы вентиляции электрических машин:
а — самовентнляция наружная； б и в самовентиляция внутренняя; а — независимая разомкнутая самовентнляция; 5 — независимая замкнутая вентиляция： /—охлаждаемая машина：
2 — двигатель вентилятора; 3 — трубопровод; 4 — газоохладнтель
При внутренней самовентиляции (способ охлаждения IC01) в корпусе и подшипниковых щитах машины имеются специальные отверстия (исполнения IP22 и IP23), через которые хладагент проникает внутрь машины, охлаждает ее, а затем выбрасывается наружу (рис. 3.1, 6 и 8).
В зависимости от направления движения охлаждающих потоков газа внутри машины различают вентиляцию радиальную и аксиальную.
При радиальной вентиляции (рис. 3*2, а) преобладает радиальное направление движения охлаждающего газа внутри машины (перпендикулярно оси вращения машины), а при аксиальной вентиляции—аксиальное (вдоль оси вращения машины) (рис. 3.2,6).
Для повышения эффективности охлаждения в некоторых электрических машинах предусматривают вентиляционные каналы для прохода охлаждающего газа. При радиальной вентиляции сердечники статора и ротора подразделяются на несколько пакетов (рис. 34
а), в промежутки между которыми к крайним листам пакетов приваривают распорки, называемые ветреницами. При вращении ротора ветреницы создают движение потоков охлаждающего газа через вентиляционные каналы.
Радиальная вентиляция обеспечивает равномерное охлаждение машины. Однако выполнение радиальных вентиляционных каналов усложняет конструкцию машины и ведет к увеличению ее габари-
Рис. 3.2. Радиальная (а) и аксиальная (6) системы вентиляции: / — статор; 2 — роторРис. 3.2. Радиальная (а) и аксиальная (6) системы вентиляции: / — статор; 2 — роторРнс» 3.3. Нагнетательная (а) и вытяжная (6) системы вентиляцииРнс» 3.3. Нагнетательная (а) и вытяжная (6) системы вентиляции
Рис. 3.2. Радиальная (а) и аксиальная (6) системы вентиляции: / — статор; 2 — ротор
Рис. 3.2. Радиальная (а) и аксиальная (6) системы вентиляции: / — статор; 2 — ротор
Рнс» 3.3. Нагнетательная (а) и вытяжная (6) системы вентиляции
Рнс» 3.3. Нагнетательная (а) и вытяжная (6) системы вентиляции
ТОВ и стоимости. При аксиальной вентиляции в машине предусматривают аксиальные вентиляционные каналы (рис. 3.2,6). Конструктивно выполнение аксиальных вентиляционных каналов про- те, 'чем радиальных. Однако аксиальная вентиляция не обеспечу вает равномерного охлаждения машины, так как охлаждающий газ, продвигаясь вдоль машины, постепенно нагревается.
Иногда в машине применяют радиально-аксиальную вентиляцию (рис. 3.1, в).
• В машинах средней и большой мощности применяют независимую (принудительную) систему вентиляции (рис. 3.1,г и д), когда охлаждающий газ подается в машину специальным вентилятором с собственным электроприводом (способы охлаждения IC05 и IC37). .
Система вентиляции может быть разомкнутой, когда газ (воздух) нагнетается в машину, а затем выбрасывается наружу (рис. 3.1, г), и замкнутой, когда в герметически закрытой машине циркулирует постоянный объем газа (воздуха или водорода), охлаждаемого в специальном газоохладителе (рис. 3.1, 5). Замкнутую
систему вентиляции обычно применяют в машинах большой мощности.
Как при аксиальной самовентиляции, так и при независимой вентиляции от направления, в котором проходит газ в машине по отношению к вентилятору различают вентиляцию нагнетательную (рис. 3.3, а) и вытяжную (рис. 3.3, 6). '
При нагнетательной вентиляции воздух сначала попадает на вентилятор, а затем проходит по вентиляционным каналам машины и выбрасывается наружу. Вследствие трения о лопатки вентилятора происходит подогрев воздуха, поступающего внутрь машины, примерно на 3——8 ℃. Для компенсации этого подогрева необходимо увеличить на 15—20 % расход воздуха.
При вытяжной вентиляции в машину поступает воздух, имеющий температуру охлаждающей среды. Исходя из изложенного, предпочтение следует отдавать вытяжной вентиляции.
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Для обеспечения надежной работы электрической машины в течение установленного срока службы необходимо, чтобы температура отдельных частей машины (обмотки, магнитопровода, коллектора и т. д.) не превышала допустимых значений, установленных ГОСТ 183-74.
Предельно допустимые превышения температуры частей электрических машин общего назначения для классов нагревостойкости изоляции В, F и Н при различных методах измерения и при температуре охлаждающей среды 40 ℃ указаны в табл. 3.1. Предельно допустимая температура для какой-либо части машины определяется суммой превышения температуры по табл. 3.1 и температуры охлаждающей среды 40 ℃.
При проектировании электрической машины после электромагнитного расчета и определения всех размеров машины необходимо выполнить тепловой расчет. Задача этого расчета состоит в определении превышения температуры различных частей машины. Результаты теплового расчета показывают правильность выбора электромагнитных нагрузок и подтверждают целесообразность применения в машине электроизоляционных материалов выбранного класса нагревостойкости.
Электрические машины общего назначения обычно предназначаются для продолжительного режима работы. Для этих машин ведут расчет установившегося теплового режима, когда превышение температуры всех частей машины не меняется и теплота, выделяющаяся в машине, полностью рассеивается в окружающую среду.
Известно, что распространение теплоты происходит от источника теплоты в направлении уменьшения температуры. При этом тепловой поток проходит через различные материалы, теплопроводность которых (способность пропускать тепловой поток) неоди-
Изоляционный материал класса иагревостойкости
Части электрических машин
Предельные длительно допустимые температуры,℃, при измерении методами
pl
§•3 S и 汴^
Обмотки переменного тока машин мощностью 5000 кВ-А и выше или с длиной сердечника 1 м л более
Обмотки переменного юка машин мощностью менее 5000 кВ-А илн с длиной сердечника менее 1 м1
Обмоткн возбуждения машин постоянного нли переменного тока с изолированными поверхностями
Якорные обмотки, соединенные с коллектором
Обмотки возбуждения неявнополюсных машин
Однорядные обмотки возбуждения с неизолированными поверхностями -
Обмотки возбуждения малого сопротивления, имеющие несколько слоев, и компенсационные обмотки
Изолированные обмотки, непрерывно замкнутые на себя
Неизолированные об- 爾Ьткн непрерывно замкнутые на себя;
сердечники н другие стальные части, не соприкасающиеся с изолированными обмотками
Сердечники и другие стальные части, соприкасающиеся с изолированными обмотками 2
80
70
80
70
80
70
80
——
90
90
90
80
80
80
—
80
85
85
85
НО
100
100
100 но
но
100 100
100
100
105
125125
125
105 125
135
135 135
125
125
Превышение температуры этих частей не должно достигать значений, которые создавали бы опасность повреждения самих элементов и соседних частей
Продолжение табл. ЗЛ
Изоляционный материал класса нагревостойкости
ВI F I Н
Части электрических машинЧасти электрических машинПредельные длительно допустимые температуры» ℃, прн измерении методами
Части электрических машин
Части электрических машин
aod2
<я^»сзь
BHHWBHl
•oduo。
Bdxaa6S&H
мо^оь
♦BdauNaL
^SSRnsb
•O&OQ
•osa«b
мяоь
>ssǤ
BHH3ITSHX
•O&OQ
Bdxas•OS&H
808080 ——10080 ——100Коллекторы и контактные кольца незащищенные н защищенные
80
80
80 ——100
80 ——100
1 Для стержневых обмоток ротора асинхронных машнн допускается по согласованию с заказчиком иметь превышения температуры, указанные для однорядных обмоток возбуждения.
'Превышения температур не должны превосходить допустимых значений для соприкасающихся обмоток.
какова. Тепло пр овод ноет ь материала определяет перепад температуры в нем.
Перепадом температуры в металлах пренебрегают из-за их высокой теплопроводности, а учитывают перепад температуры лишь в изоляции и между охлаждаемой поверхностью и охлаждающей средой.
Перепад температуры, ℃, в изоляции обмотки прямо пропорционален толщине изоляции 6Из и обратно пропорционален площади сечения изоляции 5Яз в направлении, перпендикулярно направлению теплового потока
А®из = Q6H3/XH3 SH3, (3.1) где Q — количестве теплоты, проходящей через изоляцию в единицу времени.
Если применена композиционная изоляция, то общий перепад температуры в изоляции обмотки определяется суммой превышений температур отдельных слоев:
А®нз = Е А®нз = (Q/SH3)(6仃31/尢面 +…+ ^ИЗП/ХИЗП)( (3,2) 1
где Адаь..., Аизп ——коэффициенты теплопроводности изоляционных слоев.
Теплопроводность воздуха намного меньше теплопроводности изоляционных материалов. Поэтому наличие воздушных прослоек в многослойной изоляции приводит к снижению теплопроводности изоляции машины. Устранению этого нежелательного явления способствует пропитка обмоток.
Отвод теплоты с поверхности нагретого тела происходит лучеиспусканием (излучением теплоты в окружающее пространство) и
передачей теплоты конвекцией, обусловленной движением воздуха относительно охлаждаемой поверхности. Превышение температуры нагретой поверхности относительно температуры охлаждающего воздуха с учетом всех видов теплопередачи, ℃,
， А®ПОВ = Спов^пов ^ПОВ? (3.3)
где Qhob ——тепловой поток через поверхность охлаждения; SnoB —— площадь охлаждаемой поверхности; аПов — коэффициент теплоотдачи с поверхности.
Значения коэффициентов аПов определяют экспериментально на различных видах электрических машин.
Эксперименты по исследованию тепловых процессов в электрических машинах, а также многочисленные тепловые расчеты показывают, что физическая картина тепловых процессов в электрических машинах очень сложна и точное определение распределения температур путем теплового расчета практически невозможно. Поэтому при проектировании электрической машины ограничиваются приближенным тепловым расчетом с применением ряда коэффициентов, значения которых установлены экспериментально, в результате исследования тепловых процессов большого числа различных электрических машин.
Приближенный тепловой расчет машины основан на ряде допущений, основными из которых являются следующие:
температура обмоток в рассматриваемом объеме одинакова;
температура стали статора и ротора (якоря) во всем объеме одинакова;
потери, выделяющиеся в активной части статора и ротора (якоря), отводятся через цилиндрическую поверхность сердечников и поверхность вентиляционных каналов;
потери в лобовых частях обмотки статора и ротора (якоря) отводятся через цилиндрическую поверхность этих частей.
Упрощенные тепловые расчеты электрических машин приведены в соответствующих главах, посвященных проектированию конкретных видов электрических машин.
РАСЧЕТ ЦЕНТРОБЕЖНОГО ВЕНТИЛЯТОРА
В электрических машинах общего назначения преимущественное применение прлучили два способа искусственного охлаждения — внутренняя самовентиляция (IC01) машин защищенного исполнения (IP22 н IP23) и наружная самовентиляция (1С0141) машин закрытого исполнения (IP44).
Принудительное движение воздуха при указанных способах охлаждения создается центробежным вентилятором с радиальным расположением лопаток (рис. 3.4). Основными размерами такого вентилятора являются наружный диаметр DBf внутренний диаметр DBSt ширина лопаток &л и их число ^. Вентилятор жестко закреплен на валу машины, так что при ее работе он вращается вместе с ротором (якорем). При этом перемещение охлаждающего газа — воздуха — происходит под действием центробежных сил, воздействующих на воздух, попавший на лопатки вентилятора. Эти силы, будучи направленными перпендику-
лярно оси вращения вентилятора, создают разряжение воздуха на стороне внутреннего диаметра вентилятора Овн и создают избыточное давление (напор) на стороне наружного диаметра Рн.
Расчет центробежного вентилятора состоит в определении его размеров。叫 °вн, &л и Nn, которые при заданной частоте вращения ротора (якоря) п обеспечат требуемый расход охлаждающего воздуха QB, м3/с.
Рнс. 3.4. Центробежный вентиляторРнс. 3.4. Центробежный вентиляторРис. 3.5. Зависимость аэродинамического сопротивления Z, Па-с2/м6, вентиляционной системы машины от РвомМномРис. 3.5. Зависимость аэродинамического сопротивления Z, Па-с2/м6, вентиляционной системы машины от РвомМном户 При внутренней самовентиляции (IC01)<Qb = 0,45・10-3£Pb/A8b，户 При внутренней самовентиляции (IC01)<Qb = 0,45・10-3£Pb/A8b，(3.4)(3.4)где £Рв — суммарные потери в машине, отводимые в воздух внутри двигателя, Вт; Д0а — превышение температуры воздуха на выходе из машины над температурой воздуха на входе в машину, ℃.При наружной самовентиляции (IC0141)где £Рв — суммарные потери в машине, отводимые в воздух внутри двигателя, Вт; Д0а — превышение температуры воздуха на выходе из машины над температурой воздуха на входе в машину, ℃.При наружной самовентиляции (IC0141)Qb = 0,9-10-з/п£Рв V п-10-3 DH-10-2/А0В.Qb = 0,9-10-з/п£Рв V п-10-3 DH-10-2/А0В.(3.5)(3.5)Значения коэффициента m принимают в зависимости от высотыЗначения коэффициента m принимают в зависимости от высотыоси враще-оси враще-ния машины 力 и числа полюсов 2р:ния машины 力 и числа полюсов 2р:мм2P••••мм2P••••56—13256—132160—400160—40024—824—122,61,83,32,556—13256—132160—400160—40024—824—122,61,83,32,5Ниже приведен упрощенный расчет центробежного вентилятора для электрических машин общего назначения.Наружный диаметр вентилятора Dn принимают в зависимости от конструкции машины и системы вентиляции: при аксиальной вентиляции 0日*0,9 01在, где 01H ——наружный диаметр сердечника статора, мм. При радиальной вентиляции 0н=°2, где Z)2 —наружный диаметр ротора (якоря), мм. При наружном обдуве машины (IC0141) обычно принимают D^ (1,6-^ 1,8)й.Окружная скорость лопаток по наружному диаметру вентилятора, мс,Ниже приведен упрощенный расчет центробежного вентилятора для электрических машин общего назначения.Наружный диаметр вентилятора Dn принимают в зависимости от конструкции машины и системы вентиляции: при аксиальной вентиляции 0日*0,9 01在, где 01H ——наружный диаметр сердечника статора, мм. При радиальной вентиляции 0н=°2, где Z)2 —наружный диаметр ротора (якоря), мм. При наружном обдуве машины (IC0141) обычно принимают D^ (1,6-^ 1,8)й.Окружная скорость лопаток по наружному диаметру вентилятора, мс,u口 =冗 оИ 几 / 60 • 103.u口 =冗 оИ 几 / 60 • 103.(3.6)(3.6)
Рнс. 3.4. Центробежный вентилятор
Рнс. 3.4. Центробежный вентилятор
Рис. 3.5. Зависимость аэродинамического сопротивления Z, Па-с2/м6, вентиляционной системы машины от РвомМном
Рис. 3.5. Зависимость аэродинамического сопротивления Z, Па-с2/м6, вентиляционной системы машины от РвомМном
户 При внутренней самовентиляции (IC01)
<Qb = 0,45・10-3£Pb/A8b，
户 При внутренней самовентиляции (IC01)
<Qb = 0,45・10-3£Pb/A8b，
(3.4)
(3.4)
где £Рв — суммарные потери в машине, отводимые в воздух внутри двигателя, Вт; Д0а — превышение температуры воздуха на выходе из машины над температурой воздуха на входе в машину, ℃.
При наружной самовентиляции (IC0141)
где £Рв — суммарные потери в машине, отводимые в воздух внутри двигателя, Вт; Д0а — превышение температуры воздуха на выходе из машины над температурой воздуха на входе в машину, ℃.
При наружной самовентиляции (IC0141)
Qb = 0,9-10-з/п£Рв V п-10-3 DH-10-2/А0В.
Qb = 0,9-10-з/п£Рв V п-10-3 DH-10-2/А0В.
(3.5)
(3.5)
Значения коэффициента m принимают в зависимости от высоты
Значения коэффициента m принимают в зависимости от высоты
оси враще-
оси враще-
ния машины 力 и числа полюсов 2р:
ния машины 力 и числа полюсов 2р:
мм
2P
••••
мм
2P
••••
56—132
56—132
160—400
160—400
2
4—8
2
4—12
2,6
1,8
3,3
2,5
56—132
56—132
160—400
160—400
2
4—8
2
4—12
2,6
1,8
3,3
2,5
Ниже приведен упрощенный расчет центробежного вентилятора для электрических машин общего назначения.
Наружный диаметр вентилятора Dn принимают в зависимости от конструкции машины и системы вентиляции: при аксиальной вентиляции 0日*0,9 01在, где 01H ——наружный диаметр сердечника статора, мм. При радиальной вентиляции 0н=°2, где Z)2 —наружный диаметр ротора (якоря), мм. При наружном обдуве машины (IC0141) обычно принимают D^ (1,6-^ 1,8)й.
Окружная скорость лопаток по наружному диаметру вентилятора, мс,
Ниже приведен упрощенный расчет центробежного вентилятора для электрических машин общего назначения.
Наружный диаметр вентилятора Dn принимают в зависимости от конструкции машины и системы вентиляции: при аксиальной вентиляции 0日*0,9 01在, где 01H ——наружный диаметр сердечника статора, мм. При радиальной вентиляции 0н=°2, где Z)2 —наружный диаметр ротора (якоря), мм. При наружном обдуве машины (IC0141) обычно принимают D^ (1,6-^ 1,8)й.
Окружная скорость лопаток по наружному диаметру вентилятора, мс,
u口 =冗 оИ 几 / 60 • 103.
u口 =冗 оИ 几 / 60 • 103.
(3.6)
(3.6)
Поперечное сечение межлопаточного канала на выходе воздуха, мм2,
Sb = 2・106Qb/0,45%・(3.7)
Окружная скорость лопаток по внутреннему диаметру вентилятора, м/с,
= М* - 1/5ZQ：；(3.8)
здесь Z — аэродинамическое сопротивление вентиляционной сети электрической машины, Па-с2/м6. Расчет этого сопротивления трудоемок, и его точное определение весьма затруднено. Поэтому при практических расчетах вентиляции иногда пользуются упрощенными методами для определения Z. Так, для двигателей с наружной самовентиляцией (IC0141) аэродинамическое сопротивление
Z= 12,3(小 10-3)2(0］不10一2)2й：.(3.9)
Для электрических машин с внутренней аксиальной самовентиляцией (IC01) аэродинамическое сопротивление Z определяют по рис. 3.5.
Внутренний диаметр вентилятора, мм,
рвн = 60.103 увнМп.(3.10)
Для центробежных встроенных вентиляторов отношение диаметров должно быть £>н/0вн=1,2+1,5; для вентиляторов наружного обдува Рн//)вв=2,04-2,5. Число лопаток вентилятора
^л = (6+ Ю) Рн/(^н 一 Овн) •(3 • 11
В целях уменьшения вентиляционного шума рекомендуется применять число лопаток нечетным.丨
Площадь одной лопаФки вентилятора, мм2,
Sji = §в (。口 ~ Овн)/2冗Он*(3.12)
Ширину лопаток выбирают в зависимости от принятой их формы в соответствии с полученным при конструировании машины значением площади Sn. Конструкция центробежного вентилятора должна быть жесткой, а отверстия в подшипниковых щитах для входа и выхода воздуха должны иметь скругленные края.
Глава четверт ая
ГЛАВНЫЕ РАЗМЕРЫ И СООТНОШЕНИЕ
ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
ГЛАВНЫЕ РАЗМЕРЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ МАШИНЫ
Главными размерами электрической машины называются внутренний диаметр сердечника статора (для асинхронных и синхронных машин) или наружный диаметр якоря (для машин постоянного тока) D и расчетная длина статора или якоря %• Определение главных размеров машины является важнейшим этапом ее проектирования, так как правильно выбранные главные размеры во многом определяют рациональное использование активных материалов в машине.
Главные размеры зависят от ряда факторов: номинальных данных машины (мощности, частоты вращения), заданной высоты оси
вращения, выбранного класса нагревостойкости системы изоляции и других параметров, значения которых влияют на выбор электрической и магнитной нагрузок. Следует помнить, что определение главных размеров электрической машины — это задача, имеющая несколько решений. Поэтому для получения некоторых данных, в частности электромагнитных нагрузок, важно умело воспользоваться многолетним опытом проектирования электрических машин.
Расчетная (электромагнитная) мощность Л, кВ*А, для асинхронных и синхронных машин определяется по формуле
? =10—3,(4.1)
где g — число фаз обмотки статора； Е[ и /1 — ЭДС, В, и ток, А, обмотки фазы статора.
Для машин постоянного тока расчетная мощность, кВт, равна
旦厶・I。-,(4.2)
где £2 и Л ——ЭДС, В, и ток, А, обмотки якоря.
Электродвижущая сила обмотки статора, В,
£1 = 4^в /=! ko51 Wr Ф,(4.3)
где 々е — коэффициент формы кривой поля в зазоре, при синусоидальном поле 0в=1,11; fi — частота тока в обмотке, Гц:
G = pm/60;(4.4)
饱61 — обмоточный коэффициент для основной гармоники ЭДС; 叫一число последовательно соединенных витков фазы обмотки (для машины постоянного тока — число витков в параллельной ветви обмотки якоря); Ф ——основной магнитный поток, Вб:
°①=а山 тВб ,(4.5)
здесь т — полюсное деление：
т = n;D/2p；(4.6)
ш~ расчетный коэффициент полюсного перекрытия, равный отношению расчетной полюсной дуги 历 к полюсному делению т, или отношению среднего значения магнитной индукции в зазоре Вбср к ее максимальному значению 瓦：
电=瓦 /t = Вбср/Вб ・(4.7)
Обозначим число последовательно соединенных проводников, расположенных во всех пазах статора (якоря), ^1=2m1a;1. Тогда полный хок пазового слоя равен
Полный ток пазового слоя, приходящийся на единицу длины окружности статора (якоря), называется линейной нагрузкой, А/м,
4 = 2% g IJg(4.8)
Из (4.8) ток можно представить как
= nDAJ^tn^ wr.(4.9)
Подставляя в (4.1) выражения (4.3) и (4.9), а также учитывая (4.4) и (4.5), получаем
Pi = (10—12/6,1)任瓦61 九电 1巒Вб 4, (4.10) или
D2 k nR = 6,1-10I2/^b 自6i 电瓦 4； (4.11) здесь D и h — в мм; п — в об/мин; Р — в кВ-A или в кВт; Во ——в Тл; Л1 — в А/м.
Выражение (4.11) называется основным расчетным уравнением электрической машины. Введем понятие о машинной постоянной Арнольда
叫？/九) (4.12)
Произведение D2h пропорционально активному объему машины (D4i^V)t а величина Pi/n пропорциональна электромагнитному моменту машины (PJ/г〜М)・ Следовательно, машинная постоянная Сд дает представление о расходе активных материалов, приходящихся на единицу электромагнитного момента машины.
Преобразовав (4.11), получим
(4.13)(4.13)Pj・6, 1・10】2
(4.13)
(4.13)
^В ^об1 ai "% 4
Из (4.13) видно, что при заданных значениях мощности р и электромагнитных нагрузок Вб и Ai расход активных материалов в машине тем меньше, чем больше частота вращения п. Другими словами, быстроходные машины меньше по габаритным размерам и легче тихоходных.
Анализ (4.11) и (4.12) показывает, что хотя величину Са и называют постоянной, она зависит от ряда величин и в первую очередь от магнитной Вб и электрической Ai нагрузок машины. Обычно при проектировании машины ее мощность и частота вращения задаются. Поэтому активный объем машины (V^D2li) зависит от величины электромагнитных нагрузок В& и Ль Например, если задаться пониженными значениями В б и 4匕 то получим машину с большими габаритными размерами, но с высоким КПД, низкой рабочей температурой и, следовательно, с весьма продолжительным сроком службы. Другими словами, мы получим машину с большой затратой материалов при малых эксплуатационных расходах. Можно поступить и наоборот — задаться повышенными значениями Во и Л1 и получить машину с малыми габаритными размерами, но с низким КПД, высокой рабочей температурой, а следовательно, с малым сроком службы. Такая машина при малой затрате материалов будет иметь высокие эксплуатационные расходы. В|пол- н® очевидно, что оба решения неприемлемы.
Практикой проектирования электрических машин установлейы рекомендуемые значения электромагнитных нагрузок Be и Дь которыми и следует пользоваться при расчете электрической машины. Однако следует помнить, что эти значения Вб и А\ с течением
времени корректируют обычно в сторону увеличения. Это объясняется применением в машинах новых магнитных, изоляционных и других материалов, более эффективных систем охлаждения, совершенствованием технологических процессов изготовления машин и других мероприятий, направленных на лучшее использование активного объема машины.
Рекомендации по выбору значений Вб и Дь а также различных коэффициентов, входящих в (4.11), приведены в последующих гла- вах при рассмотрении расчета конкретных видов электрических машин.
Выбирая электромагнитные нагрузки В§ и Дь задаваясь значениями коэффициентов а；, 々в, ^061 и используя заданные значения
Рис. 4.1. Электрические машины при разных соотношениях главных размеровРис. 4.1. Электрические машины при разных соотношениях главных размеров
Рис. 4.1. Электрические машины при разных соотношениях главных размеров
Рис. 4.1. Электрические машины при разных соотношениях главных размеров
мощностиги частоты вращения, по (4.13) определяем произведение 9乙.Однако полученное значение 力吗 еще не определяет главные размеры машины, так как произведению D2lt соответствует бесчисленное множество различных значений D и h. Следовательно, оп- ределение главных размеров машины сводится к выбору соотношений этих размеров (厶/力).Известно, что одному и тому же объему машины можно придать разные формы: машина может быть 《короткой》 (рис. 4.1, а), «средней» (рис. 4.1,6) либо «длинной» (рис. 4.1,8). Если в техническом задании на проектирование машины указан какой-либо из габаритных размеров——диаметр или длина машины, то, задавшись одним главным размером, определяют другой. Если известен диаметр D (при заданной высоте оси вращения), то расчетная длина по (4.13), мм,
(4.14)(4.14)б,1・10】2 Pj
(4.14)
(4.14)
^В ^об1 % 纥 4
После этого необходимо проверить, соответствует ли отношение главных размеров
九= %/D(4.15)
рекомендуемым значениям, полученным на основании обобщения результатов проектирования аналогичных электрических машин.
При этом полезно знать достоинства и недостатки «длинных» (Х> > 1,4) и «коротких» (Х<0,4) машин.
В «длинных» машинах использование активных материалов более эффективно, т. е. при одинаковых мощности и частоте вращения «длинные» машины требуют при изготовлении меньше активных материалов, чем «короткие». У «длинных» машин лучше динамические свойства (меньше время разгона и торможения), но они хуже охлаждаются (а следовательно, имеют более высокие рабочие температуры); у них больше прогиб вала, а у коллекторных «длинных» машин к тому же хуже коммутация (из-за повышенного значения реактивной ЭДС коммутируемых секций), что снижает надежность машины.
ВЫБОР РАСЧЕТНОГО ВАРИАНТА МАШИНЫ
Расчет электрической машины представляет собой задачу, имеющую несколько решений, т. е. при одинаковых исходных дан* ных можно получить несколько расчетных вариантов. Выбор расчетного варианта должен вестись с учетом комплекса экономических и технических требований.
Одним из основных критериев оценки расчетного варианта машины являются сумма затрат по ее изготовлению и эксплуатацион- ные расходы за нормативный срок окупаемости машины. При этом предполагается, что в сравниваемых расчетных вариантах полностью выполнены требования технического задания.
Эксплуатационные расходы определяются главным образом энергетическими показателями машины: КПД и коэффицентом мощности. Затраты на изготовление машины определяются в основном стоимостью активных материалов： проводниковых, магнитных и изоляционных. Для асинхронных двигателей стоимость этих материалов составляет примерно 70 %, а для машин постоянного тока — 75 % стоимости всех материалов, из которых изготовлена машина. Поэтому сравнение расчетных вариантов проектируемой машины можно вести по значениям энергетических показателей (КПД, коэффициент мощности) и по массе активных материалов (обмоточная и коллекторная медь, алюминий короткозамкнутого ротора, магнитные материалы). Уточненную массу деталей, сборочных единиц и машины в целом оотеделяют по окончании проектирования машины, используя ее раоочие чертежи. Оценку расчетного варианта можно вести по предварительным значениям массы активных материалов, вычисленных по следующим формулам.
Масса меди обмоточного провода распределенной обмотки статора, фазного ротора или якоря, кг,
Gm,。= 8,9Z%%n"cp/2)・ 10-6,(4.16)
где Z — число пазов сердечника; пЭл — число элементарных проводников в одном пазу; ^Эл ——площадь поперечного сечения эле-
ментарного проводника, мм2; /ср — средняя длина катушки (секции) распределенной обмотки, м.м
Масса меди полюсных катушек, кг,
Gm,к = 8,9 • 2р(^к%ср,к Лэл^эл • 10—®,(4.17)
где 侬к — число витков в полюсной катушке; /Ср,к ——средняя длина витка одной полюсной катушки, мм.
Масса меди коллектора, кг,
Gm,皿=5,25 國 54.10-*(4.18)
где Dr и /к — диаметр и длина коллектора, мм;
Масса алюминия короткозамкнутой клетки ротора, кг, Сал = 2,7 [Zz^ct/ct + 2л/)нл,ср^кл + 1Д^л (^л — ^кл)九л 力以】* 10~* (4.19) где ,ст и /ст — площадь поперечного сечения стержня, мм2, и длина стержня (ротора), мм; £>кл,ср и ^кл ——средний диаметр короткозамкнутого кольца (мм) и площадь поперечного сечения кольца (мм2); /』,"л и Ьл — соответственно длина, высота и толщина лопатки, мм;川л — количество вентиляционных лопаток на роторе.
Масса стали сердечника, кг:
статора машины переменного тока
Gm = 7,8 [0,785 (D翁 一 D；) — Snl Z】]厶 ^ Ю'6,(4.20)
где Dih н。1 — наружный и внутренний диаметры сердечника статора, мм; Sni — площадь паза, мм2;乙—расчетная длина сердеч- нйка статора, мм; ^Ci ——коэффициент заполнения сердечника статора сталмо;
ротора асинхронного двигателя или якоря машины постоянного тока
% = 7,8 [0,785(2-：Нвн-%а4а)-%4]伏2，(4.21)
где О? и 02вн ——наружный и внутренний диаметры сердечника статора (якоря), мм; Sn2 ——площадь паза ротора (якоря), мм2;尼成—— коэффициент заполнения сердечника ротора (якоря) сталью; т%а и 壮趴再—количество и диаметр (мм) аксиальных вентиляционных каналов;
явновыраженного полюса без компенсационной обмотки
Gm = 8,5Kbm/1т 龟1・ 10—6,(4.22)
где /т, Ьт и hm — длина, ширина и высота главного полюса, мм; добавочного полюса
О^^Г^Ь^Ь^ЮЛ(4.23)
где /д, Ьд и йд ——длина, ширина и высота добавочного полюса, мм; если полюсы массивные (нешихтованные), то коэффициент заполнения полюса сталью йС1 = 1.
Для оценки расчетного варианта проектируемой электрической машины целесообразно воспользоваться удельной материалоемко-
стью машины, представляющей собой массу машины, приходящуюся на 1 кВт ее номинальной мощности, кг/кВт,
Kg = G0№(4.24)
Предварительное значение массы электрической машины об- щего назначения, кг, можно определить, пользуясь эквивалентной плотностью электрической машины %?：
электрические машины переменного тока (бесколлекторные)
6'・=%^Н『1ОТ；(4.25)
электрические машины постоянного тока коллекторные
C=%D注 ТОТ(4.26)
Эквивалентную плотность электрической машины, кг/кВт, принимают в зависимости от вида машин и их исполнения по способу защиты：
Асинхронные двигатели с короткозамкнутым ротором исполнения IP44 . .13
То же исполнения IP23 12
Асинхронные машины с фазным ротором исполнения IP23 13
Машины постоянного тока43
Удельная материалоемкость проектируемой маши' ны не должна превышать значений Kg для существующей машины такого же исполнения и близкой к проектируемой по номинальной мощности и частоте вращения.Сравнение Kg для ряда электрических машин возрастающей единичной мощности показывает, что с ростом номинальной мощности Атом масса на 1 кВтУдельная материалоемкость проектируемой маши' ны не должна превышать значений Kg для существующей машины такого же исполнения и близкой к проектируемой по номинальной мощности и частоте вращения.Сравнение Kg для ряда электрических машин возрастающей единичной мощности показывает, что с ростом номинальной мощности Атом масса на 1 кВтРис. 4.2. Удельная материалоемкость машин мощностью до 100 кВтРис. 4.2. Удельная материалоемкость машин мощностью до 100 кВтснижаетсяснижаетсяриалоемкость Kg электрических машин серий АО2 и П.риалоемкость Kg электрических машин серий АО2 и П.(рис. 4.2). Удельная мате- машин серий 4А и 2П меньше, чем(рис. 4.2). Удельная мате- машин серий 4А и 2П меньше, чем
Удельная материалоемкость проектируемой маши' ны не должна превышать значений Kg для существующей машины такого же исполнения и близкой к проектируемой по номинальной мощности и частоте вращения.
Сравнение Kg для ряда электрических машин возрастающей единичной мощности показывает, что с ростом номинальной мощности Атом масса на 1 кВт
Удельная материалоемкость проектируемой маши' ны не должна превышать значений Kg для существующей машины такого же исполнения и близкой к проектируемой по номинальной мощности и частоте вращения.
Сравнение Kg для ряда электрических машин возрастающей единичной мощности показывает, что с ростом номинальной мощности Атом масса на 1 кВт
Рис. 4.2. Удельная материалоемкость машин мощностью до 100 кВт
Рис. 4.2. Удельная материалоемкость машин мощностью до 100 кВт
снижается
снижается
риалоемкость Kg электрических машин серий АО2 и П.
риалоемкость Kg электрических машин серий АО2 и П.
(рис. 4.2). Удельная мате- машин серий 4А и 2П меньше, чем
(рис. 4.2). Удельная мате- машин серий 4А и 2П меньше, чем
'4.3. СООТНОШЕНИЯ ДЛЯ ГЕОМЕТРИЧЕСКИ ПОДОБНЫХ МАШИН
Габаритные размеры и масса электрической машины определенным образом зависят от ее номинальной мощности и частоты вращения. Эта зависимость имеет общий характер для всех видов электрических машин. Электродвижущая сила обмотки статора (якоря) пропорциональна числу витков обмотки w, магнитному потоку Ф и частоте вращения л:
Е〜w①小(4.27)
В свою очередь магнитный поток
①"Sm,
где В — средняя магнитная индукция в пределах площади сечения магнитопровода SM.
Таким образом, можно записать
£ ~ wBSMn.(4.28)
Ток статора (якоря) можно представить как произведение плотности тока А на площадь поперечного сечения эффективного проводника обмотки %ф：
/ = А%Ф・(4.29)
Используя (4.28) и (4.29), напишем следующее выражение расчетной мощности:
Pt 〜А%ф 侬BSm 儿(4.30)
Произведение ^ЭфШ==50б представляет собой общую площадь поперечного сечения всех витков обмотки. Тогда
Pi^^BSмSo5n.(4.31)
Площади Sm и So6 пропорциональны квадрату линейного размера /, поэтому
SmS°6 〜"〜艮(4.32)
Тогда
Рг 〜AB加4(4.33)
Если принять для ряда электрических машин А и В неизменными, то
R/九〜匕(4.34)
где М^ Pi/n — электромагнитный момент машины.
Следовательно, в ряде машин возрастающей мощности, в которых плотность тока и магнитная индукция неизменны, линейные размеры машин меняются пропорционально корню четвертой степени из их электромагнитного момента. Если, к тому же этот ряд машин имеет постоянную частоту вращения, то линейные размеры машин меняются пропорционально корню четвертой степени из их расчетной мощности:
4
/〜КВ.(4.36)
Приведенная зависимость линейных размеров ряда электрических машин справедлива лишь для геометрически подобных машин, у которых A=const и B=const, а поэтому их размеры находятся в одинаковом отношении. Например, если машины 1 и 2 подобны, то для них справедливо равенство отношений одноименных
геометрических размеров (диаметров D, длин /, высоты hz и ширины 匕口 паза и т. д.)
0丿о2 二 а〃2 =无zl"Zz2 =Ь□丿ь!12.(4.37)
Масса G машины пропорциональна ее объему, т. е. кубу линейных размеров. Поэтому для ряда геометрически подобных машин можно записать'
G〜/з〜〜J碌(4.38)
Сумма потерь в машине 2P при заданных значениях магнитной индукции и плотности тока пропорциональна массе машины, т. е.
WP 〜/з 〜J厚(4.39)
Важными экономическими показателями электрической машины являются масса и потери, приходящиеся на единицу мощности машины,
G/片〜工PR〜 J用/匕=1/У(4.40)
Следовательно, масса машины и сумма потерь на единицу мощности для геометрически подобных машин возрастающей мощности изменяются обратно пропорционально корню четвертой степени из расчетной мощности этих машин.
Рассмотрим отношение суммарных значений массы Gm и потерь WPm нескольких (т) одинаковых машин к массе d и потерям ЕР】 единичной машины, мощность которой Pi равна сумме мощностей tn одинаковых машин, т. е. Р^ — тРг.
GmGm〜〜〜2Pl〜〜〜〜2Pl〜1/m31/m3(4.41)(4.41)
Gm
Gm
〜〜
〜2Pl〜
〜〜
〜2Pl〜
1/m3
1/m3
(4.41)
(4.41)
Айализируя (4.41), можно сделать вывод: общие масса и потери нескольких машин всегда больше массы, стоимости и потерь одной машины той же суммарной мощности. Отсюда становится понятной 'тенденция к применению (там, где это возможно и целесообразно) электрической машины большой мощности вместо нескольких машин малой мощности. Так, при применении одной машины вместо двух меньшей мощности масса, стоимость и потери уменьшаются приблизительно на 16 %.
• На практике рассмотренные закономерности не соблюдаются точно, так как при проектировании ряда электрических машин возрастающей мощности (серии) приходится отступать от законов геометрического подобия. Объясняется это тем, что потери в машинах растут пропорционально их объему, т. е. пропорционально кубу линейных размеров, в то время как поверхности охлаждения машин растут пропорционально квадрату этих размеров (пропорционально площади охлаждении). Поэтому в раде геометрически подобных машин с увеличением мощности условия охлаждения
ухудшаются. В связи с этим приходится отступать от законов геометрического подобия и с возрастанием мощности машины увеличивать интенсивность ее охлаждения. Кроме того, при проектировании серии машин значения плотности тока А и магнитной индукции В в машинах разной мощности принимают неодинаковыми, так как руководствуются не законами подобия, а стремлением получить машину с высокими технико-экономическими показателями. Однако полученные закономерности позволяют определить общую тенденцию изменения массы и потерь мощности и могут быть использованы для приближенных расчетов.
Весьма важным при проектировании электрических машин является вопрос о зависимости габаритных размеров и массы машины от частоты вращения. Принимая частоту вращения п величиной переменной и используя выражения (4.35) и (4.38), получаем
р 〜g 〜/Р；/九з (4.42)
Следовательно, при неизменной мощности машины, увеличение частоты вращения способствует уменьшению габаритных размеров и массы машины:
Р 〜G 〜1/泞. (4.43)
В действительности уменьшение габаритных размеров и массы машины с увеличением номинальной частоты вращения происходит в большей степени, чем это следует из (4.43), так как с ростом 九н@м улучшаются условия охлаждения машины (при самовентиля- ции), что позволяет повысить электромагнитные нагрузки В и Д, а следовательно, уменьшить габаритные размеры и массу машины.
Часть вторая
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТРЕХФАЗНЫХ
АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Глава пятая
ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЙ РАСЧЕТ ТРЕХФАЗНЫХ АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
В данной главе рассматривается электромагнитный расчет трехфазных асинхронных двигателей общего назначения закрытого обдуваемого (IP44) и защищенного (IP23) исполнений. Изложенная методика расчета основана на результатах проектирования основного исполнения асинхронных двигателей единой серии 4А.
Единая серия асинхронных двигателей 4А на напряжение до 1000 В охватывает диапазон номинальных мощностей от 0,06 до 400 кВт и включает двигатели 17 высот оси вращения от 50 до 355 мм. Серия включает помимо основного исполнения ряд модификаций и специализированных исполнений по условиям окружающей среды. Модификации: с повышенным пусковым моментом, с повышенным скольжением, с фазным ротором, многоскоростные, малошумные. Специализированные исполнения по условиям окружающей среды: тропическое, для районов с холодным климатом, химически стойкое и сельскохозяйственное.
Двигатели основного исполнения предназначены для работы в условиях умеренного климата, для привода механизмов, не предъявляющих особых требований к пусковым характеристикам, скольжению и другим параметрам. Они рассчитаны для включения в трехфазную сеть с частотой 50 Гц и напряжениями, указанными в табл. 5,1.
Таблица 5.1
Номинальная мощность двигателя, кВт
Номинальное напряжение, В
Обмотка статора
Схема соединения
Число выводных КОНЦОВ
0,06—0,37
220; 380
А или У
3
0,55—11
220; 380; 660
15—110
220/380;
380/660
А/У
6
132—400
380/660
6
Высота оси вращения h, мм
Условное обозначение
Длины
Номинальная мощность, кВт, двигателей со степенью защиты 1Р44 при 2р
2
4
6
8
10
12
50
А
В
0,09 0,12
0,06 0,09
—
——
—
56
А
В
0,18 0,25
0,12 0,18
—
—
—
——
63
А
В
0,37 0,55
0,25
0,37
0,18 0,25
——
——
71
А
В
0,75 1,1
0,55
0,75
0,37 0,55
0,25
——
——
80
А
В
1,5
2,2
1,1
1,5
0,75 1,1
0,37 0,55
——
—
90
LА
l b
3,0
2,2
1,5
0,75 1,1
—
—
100
S
L
4,0
5,5
3,0 4,0
2,2
□
一
——
尸112
А
М
В 卜
7,5
5,5
3,0
4,0
2,2
3,0
—
一
132
S м
И
7,5
11
5,5
7,5
4,0
5,5
—
—
160
S м
15
18,5
15
18,5
11
15
7,5
11
—
—
180
S м
22
30
22
30
18,5
15
——
一
200
м
37
37
22
18,5
—
一
L
45
45
30
22
—
—
225
М
55
55
37
30
—
—
250
S
75
75
45
37
—
М
90
90
55
45
—
—
280
S
НО
НО
75
55
—
—
м
132
132
90
75
—
—
Продолжение табл. 5.2
Высота осн вращения h, мм
Условное обозначенне длины
Номинальная мощность, кВт, двигателей Со степенью защиты 1Р44 при 2P
2
4
6
8
.10
12
■ 315
S
160
160
НО
90
55
45
м
200
200
132
110
75
55
355
S
250
250
160
132
90
75
м
315
315
200
160
НО
90
Примечания: 1. S, М, L — условные обозначения длнны станины по расстоянию между осями отверстий под крепежные болты в лапах: S — малая длина; М — средняя длина; L — большая длина.
2. А, В — обозначения длнны сердечника статора: А — первая длина； В — вторая длниа.
3. Способ охлаждения двигателей со степенью защиты IP44—IC0141, а двигателей со степенью защиты IP23—1С01 (см. § 1.3).
Для поставок на экспорт двигатели могут быть изготовлены на частоту сети 60 Гц. Конструктивное исполнение двигателей по способу монтажа соответствует PqCT 2479-79 (см. § 1.3).
Для двигателей основного исполнения принята увязка установочных размеров с номинальными мощностями и синхронными частотами вращения (табл. 5.2, 5.3). Этой увязкой следует руководствоваться при проектировании асинхронных двигателей общего назначения.
Таблица 5.3
Высота осн вращения h, мм
Условное обозначение длнны станины
Номинальная мощность, к] защиты 11
；т, двигателей со степенью
>23 прн 2 р
2
1 4
6
1 8
1 10
12
160
S
22
18,5
11
7,5
м
30
22
15
11
S
37
30
18,5
15
—
м
45
37
22
18,5
—
м
55
45
30
22
—
L
75
55
37
30
—
—
225
М
90
75
45
37
—
一
250
S
НО
90
55
45
—
М
132
НО
75
55
—
—
280
S
160
132
90
75
М
200
160
ПО
90
—
—
315
S
200
132
НО
75
55
м
250
250
160
132
90
75
355
S
315
315
200
160
110
90
м
400
400
250
200
132
110
Примечание. См. примечания к табл. 5.2.
Двигатели с высотами оси вращения 50—132 мм имеют систе* му изоляции класса нагревостойкости В, а с высотами оси вращения 100—355 мм — класса нагревостойкости F.
Расчетный срок службы двигателей не менее 15 лет при наработке не более 40 тыс. ч. Наработка обмотки статора до первого капитального ремонта — не менее 20 тыс. ч. Вероятность безотказной работы двигателей — не менее 0,9 при наработке 10 тыс. ч.
Конструкции асинхронных двигателей серии 4А основного исполнения рассмотрены в гл. 7.
Задание на проектирование трехфазного асинхронного двигателя общего назначения должно содержать следующие данные: номинальную мощность Рном> кВт; частоту сети 九 Гц; число полюсов 2P или синхронную частоту вращения 孔1, об/мин; тип обмотки ротора ——короткозамкнутая или фазная; перегрузочную способность; отношение начального пускового момента к номинальному (для двигателей с короткозамкнутым ротором); отношение начального пускового тока к номинальному (для двигателей с короткозамкнутым ротором); исполнение двигателя по степени защиты (см. § 1.3); способ охлаждения (см. § 1.3); исполнение по способу монтажа (см. § 1.3); режим работы (продолжительный^ кратковременный, повторно-кратковременный и т. п. по ГОСТ 183-74); класс нагревостойкости системы изоляции.
Проектирование двигателя начинают с выбора базовой модели, на которую ориентируются при выполнении всех расчетов и конструировании двигателя. При проектировании трехфазных асинхронных двигателей общего назначения мощностью до 400 кВт на напряжениегдо 1000 В за базовую модель следует принять один из типоразмеров двигателей серии 4А.
ВЫБОР ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ НАГРУЗОК
И ОПРЕДЕЛЕНИЕ ГЛАВНЫХ РАЗМЕРОВ ДВИГАТЕЛЯ
Главными размерами асинхронного двигателя считают внутренний диаметр сердечника статора D、и его расчетную длину 儿 т. е. его длину без учета радиальных вентиляционных каналов:
lt = li—nKbK, (5.1)
где 厶——конструктивная длина сердечника статора; Ьк и 九艮—ширина и число радиальных вентиляционных каналов соответственно.
При определении наружного 5нар и внутреннего Di диаметров сердечника статора трехфазных асинхронных двигателей на напряжение до 1000 В целесообразно воспользоваться данными серии 4А (табл. 5.4), так как принятые в этой серии диаметры соответствуют наиболее высоким технико-экономическим показателям двигателей.
При необходимости выбора значения 口睜，не предусмотренного табл. 5.4, следует руководствоваться шириной ленты или рулона и припуском на штамповку ДШт：
А, мм
Анар' мм
2"
D* мм
h, мм
%нар，мм
2"
% мм
50
81
2
4
41
46
225
392
2
4
М; 8
208
254
284
56
89
2
4
48
55
63
100
2
4
6
54
61
65
250
437
2
4
6; 8
232
290
317
'71
116
2
4
6; 8
65
70
76
280
520
2
4
6
8
10
275
335
370
385
400
80
131
2
4
6; 8
74
84
88
315*
520
10
275
335
370
385
400
90
149
6; 8
84
95
100
100
168
6; 8
95
105
113
315**
590
10； 12
310
380
425
440
450
П2
191
2
4
6; 8
НО 126 132
132
225
6; 8
130
145
158
355*
590
2
4
6
8
10; 12
310
380
425
440
450
360
272
2
-4
6； 8
155
185
197
「180
313
2
4
6; 8
171
211
220
355“
660
2
4
6
8
10; 12
345
435
470
490
500
200
349
2
4
6; 8
194
238
250
• Исполнение IP44.
*♦ Исполнение IP23.
Ширина ленты нли
рулона, мм . . . До 95 107, 123 138—160 170—300 322—445 500—1000s
Припуск штампов-八
ку Ашт, мм456781°
Возможны однорядная штамповка и двухрядная штамповка в шахматном порядке. Раскрой ленты или полосы должен предусматривать минимальные отходы. Стандартная ширина резаной
Рнс. 5.1. Предварительные значения КПД (а) н коэффициента мощности (6) трехфазных асинхронных двигателейРнс. 5.1. Предварительные значения КПД (а) н коэффициента мощности (6) трехфазных асинхронных двигателей
Рнс. 5.1. Предварительные значения КПД (а) н коэффициента мощности (6) трехфазных асинхронных двигателей
Рнс. 5.1. Предварительные значения КПД (а) н коэффициента мощности (6) трехфазных асинхронных двигателей
ленты по ГОСТ 21427.2-75: 90, 95； 107, 123, 138, 140, 175, 187, 200, 215, 226, 233, 250, 260, 280, 300, 322, 445, 500 мм. Стандартная ширина рулонной стали: 670, 750, 860, 1000 мм.Расчетную мощность асинхронного двигателя, кВ ют по заданной номинальной мощностиленты по ГОСТ 21427.2-75: 90, 95； 107, 123, 138, 140, 175, 187, 200, 215, 226, 233, 250, 260, 280, 300, 322, 445, 500 мм. Стандартная ширина рулонной стали: 670, 750, 860, 1000 мм.Расчетную мощность асинхронного двигателя, кВ ют по заданной номинальной мощности阻25,ОО,13 5阻25,ОО,13 5•А, определя-•А, определя-
ленты по ГОСТ 21427.2-75: 90, 95； 107, 123, 138, 140, 175, 187, 200, 215, 226, 233, 250, 260, 280, 300, 322, 445, 500 мм. Стандартная ширина рулонной стали: 670, 750, 860, 1000 мм.
Расчетную мощность асинхронного двигателя, кВ ют по заданной номинальной мощности
ленты по ГОСТ 21427.2-75: 90, 95； 107, 123, 138, 140, 175, 187, 200, 215, 226, 233, 250, 260, 280, 300, 322, 445, 500 мм. Стандартная ширина рулонной стали: 670, 750, 860, 1000 мм.
Расчетную мощность асинхронного двигателя, кВ ют по заданной номинальной мощности
阻25,ОО,13 5
阻25,ОО,13 5
•А, определя-
•А, определя-
Pi = Рном 狂加'COS Cpi,Pi = Рном 狂加'COS Cpi,(5.2)(5.2)
Pi = Рном 狂加'COS Cpi,
Pi = Рном 狂加'COS Cpi,
(5.2)
(5.2)
гдегде坛=EJU工=0,90+0,98,坛=EJU工=0,90+0,98,(5.3)(5.3)
где
где
坛=EJU工=0,90+0,98,
坛=EJU工=0,90+0,98,
(5.3)
(5.3)
при этом большие значения ks соответствуют меньшему числу полюсов 2р; т/ н cos ф1— предварительные значения КПД и коэффициента мощности в номинальном режиме (рис. 5.1).
Предварительные значения максимальной магнитной индукции в воздушном зазоре Bg и линейной нагрузки A i для асинхронных двигателей определяют по рис. 5.2. Принятое предварительное значение A i следует привести в соответствие с классом нагрево- стойкости применяемой системы изоляции путем умножения A i на коэффициент kAy значения которого приведены в табл. 5.5 [1].
Таблица 5.5
Л, мм
Рекомендуемый класс изоляцнн
Значения йд
при системе изоляцнн класса нагрев ос той кости
В
F
н
50—132
В
1,0
1,15
1,32
160—355
F
0,87
1,0
1,15
Предварительное значение обмоточного коэффициента для однослойных обмоток ^об1 =0,96, для двухслойных обмоток при 2P=2 k0б1 =0,80, а при 2P=4 ^06i=0,90—0,96.
При синусоидальном распределении магнитной индукции в воздушном зазоре двигателя коэффициент полюсного перекрытия а? = 2/；п^0,64, а коэффициент формы поля 力5 =冗/2丿2 = 1,11. Однако в реальных условиях работы асинхронного двигателя из-за насыщения зубцов статора и ротора кривая распределения магнитной индукции в зазоре уплощается. В целях упрощения расчета асинхронных двигателей значения указанных коэффициентов принимают равными а/ =2/冗 и ^в=я/2 К2, а искажение кривой распределения магнитной индукции в зазоре учитывают при расчете магнитных напряжений зубцов и спинки статора и ротора (см. § 5.7), используя специальные таблицы намагничивания для спинки и зубцов асинхронных двигателей (см. приложение П.2).
С учетом изложенного формула для определения расчетной Длины статора асинхронного двигателя [см. (4.14)] имеет вид, мм,
(5.4)(5.4)8,66，10迪修脸 1 %0；Вб4
(5.4)
(5.4)
Полученное значение расчетной длины статора 厶 следует округлить до 5 мм.
Расчет главных размеров двигателя заканчивают определенкем коэффициента длины
X = %Л，(5.5)
Рис. 5.2. Рекомендуемые значения максимальной магнитной индукции в воздушном зазоре В；и линейной нагрузки Лг для низковольтных асинхронных двигателей общего назначения:с — со степенью защиты IP44 и способом охлаждения IC0141： 6 — со степенью защиты IP23 и способом охлаждения IC01Рис. 5.2. Рекомендуемые значения максимальной магнитной индукции в воздушном зазоре В；и линейной нагрузки Лг для низковольтных асинхронных двигателей общего назначения:с — со степенью защиты IP44 и способом охлаждения IC0141： 6 — со степенью защиты IP23 и способом охлаждения IC01
Рис. 5.2. Рекомендуемые значения максимальной магнитной индукции в воздушном зазоре В；и линейной нагрузки Лг для низковольтных асинхронных двигателей общего назначения:
с — со степенью защиты IP44 и способом охлаждения IC0141： 6 — со степенью защиты IP23 и способом охлаждения IC01
Рис. 5.2. Рекомендуемые значения максимальной магнитной индукции в воздушном зазоре В；и линейной нагрузки Лг для низковольтных асинхронных двигателей общего назначения:
с — со степенью защиты IP44 и способом охлаждения IC0141： 6 — со степенью защиты IP23 и способом охлаждения IC01
значения которого должны укладываться в диапазоне 入=0,5+ 4-0,8.
РАЗМЕРЫ АКТИВНОЙ ЧАСТИ ДВИГАТЕЛЯ
Сердечники статора и ротора набирают из штампованных листов электротехнической стали толщиной 0,5 мм. Наиболее про- грессивным является применение холоднокатаной изотропной стали. Благодаря большей магнитной проницаемости, меньшим удельным потерям, лучшему качеству поверхности по сравнению с горячекатаной электротехнической сталью холоднокатаная сталь способствует повышению энергетических показателей проектируемого двигателя. Рекомёндации по применению холоднокатаных изотропных сталей в асинхронных двигателях [1] приведены в* табл. 5.6.
Таблица 5.6
й, мм
Марка стали
Способ изолировки листов
статора
ротора
короткозамкнутого
фазного
50—250
2013
Оксидирование
Оксидирование
Лакировка
280—355
2312
Лакировка
Оксидирование
Лакировка
Способ изолировки листов влияет на коэффициент заполнения сердечников сталью %: при оксидировании йс=0,97, при лакировке 瓦=0,95.
Радиальные вентиляционные каналы предусматривают в машинах защищенного исполнения, если длина сердечников статора и ротора превышает 450 мм. Радиальные вентиляционные каналы в асинхронных двигателях с короткозамкнутой литой клеткой ротора желательно не применять, так как это технологически затруднено необходимостью принятия специальных мер, предотвращаю- 4цих затекание алюминия в эти каналы.
Воздушный зазор 6 между статором и ротором существенно влияет на технико-экономические показатели двигателя. Так, с увеличением зазора 6 возрастает намагничивающий ток статора, что ведет к снижению КПД и коэффициента мощности coscpi двигателя. При уменьшении зазора уменьшается намагничивающий ток статора, что способствует повышению КПД и cos <рь Однако если зазор сделать слишком маленьким, то резко возрастут добавочные (поверхностные и пульсационные) потери, что приведет к снижению КПД. Кроме того, при очень малом зазоре даже небольшая его неравномерность вызывает значительную силу одностороннего магнитного тяжения. Это является причиной значительного увеличения нагрузки на подшипники и вал двигателя и создает опас-
ность задевания ротора о внутреннюю поверхность статора, к е. снижается надежность двигателя. Слишком маленький воздушный зазор нежелателен еще и потому, что снижается технологичность двигателя и повышается стоимость его изготовления из-за весьма жестких допусков на изготовление отдельных деталей двигателя и на его сборку. Из этого следует, что к выбору воздушного зазора нельзя подходить однозначно.
Рис. 5.3. Рекомендуемые значения воздушного зазора 6 для трехфазных асинхронных двигателей общего назначенияРис. 5.3. Рекомендуемые значения воздушного зазора 6 для трехфазных асинхронных двигателей общего назначенияПри проектировании асинхронных двигателей общего назначения на напряжение до 1000 В воздушный зазор целесообразно при-
Рис. 5.3. Рекомендуемые значения воздушного зазора 6 для трехфазных асинхронных двигателей общего назначения
Рис. 5.3. Рекомендуемые значения воздушного зазора 6 для трехфазных асинхронных двигателей общего назначения
Р成.5.4. Активная часть асинхронного двигателя
нимать по данным двигателей единой серии 4А (рис. 5.3). Основные размеры активной части асинхронного двигателя показаны на рис. 5.4.
Наружный диаметр сердечника ротора, мм
D2 = А — 26.(5.6)
Внутренний диаметр сердечника ротора 〃2вн, мм, приближенно можно принять равным
D2bB 影(0,30+0,35) D3.(5.7)
В дальнейшем, при расчете вала на жесткость (см. § 7.4), значение 力2вн должно быть уточнено.
Конструктивная длина сердечника статора при отсутствии радиальных вентиляционных каналов равна его расчетной длине (厶= 〃)• При наличии радиальных вентиляционных каналов конструктивная длина сердечника статора равна
人=4十〃也.(5.8)
Число радиальных каналов 九к при их ширине 匕汽=10 мм, принимается такой, чтобы длина средних пакетов статора была 80—— 100 мм, а крайних несколько больше. Число и ширину радиальных
вентиляционных каналов в сердечнике ротора принимают такими же, что и в статоре.
Длину сердечника ротора 为 при 九W250 мм принимают равной длине сердечника статора. В асинхронных двигателях с высотой оси вращения 九/250 мм длину сердечника ротора 为 принимают больше длины сердечника статора на 5 мм для компенсации неточностей сборки двигателя.
В двигателях с высотой оси вращения 无戸180 мм в сердечнике ротора предусматривают один ряд аксиальных вентиляционных каналов для улучшения охлаждения и уменьшения махового момента ротора. При выборе количества пк,а и диаметра dK)a этих ка* налов можно руководствоваться данными табл. 5.7.
На внутренней поверхности сердечника статора и наружной поверхности сердечника ротора имеются пазы, в которых располагают обмотки. Правильный выбор соотношения числа пазов и их размеров в значительной степени определяет свойства проектируемой машины и трудоемкость ее изготовления. С увеличением числа пазов в сердечнике форма кривой МДС в зазоре приближается к синусоиде, что способствует ослаблению высших гармоник ЭДС. Это ведет к улучшению энергетических показателей машины. Однако чрезмерно большое число пазов ухудшает заполнение пазов медью, усложняет изготовление штампов и снижает их стойкость, увеличи- ，вает трудоемкость операций, связанных с изолировкой пазов и ук-
Таблица 5.7
Исполнение двнгате力兄 по способу защиты
й, мм
2 Р
IP44
IP23
лк,а
%а，мм
1% а. ММ
180
2
4, 6, 8
10
18
10
18
200
2
10
12
10
12
4
12
16
12
16
6, 8
12
22
12
22
225
2'
12
12
12
4
20
12
20
6, 8
25
12
25
250
2
12
15
12
15
4
10
25
10
25
6, 8
10
30
10
30
280, 315
2
12
20
4
12
32
12
26
6, 8, 10
12
32
12
40
355
2
12
20
4, 6, 8, 10, 12
12
40
12
40
ладкой обмотки. Одновременно уменьшается сечение зубцов, разделяющих пазы.
Известно, что в воздушном зазоре машины происходит взаимодействие магнитных полей основной и высших гармоник. При этом поля высших гармоник создают дополнительные синхронные и асинхронные моменты, которые, накладываясь на основной электромагнитный момент, ухудшают рабочие и пусковые свойства двигателя. Значение этих моментов зависит от соотношения чисел пазов статора и ротора Z2.
Опыт проектирования и эксплуатации асинхронных двигателей позволил установить наиболее благоприятные соотношения Zi и Z2 [2]. Для асинхронных двигателей общего назначения с короткозамкнутым и фазным роторами соотношение чисел пазов Z1/Z2 можно принять по табл. 5.8, составленной по данным асинхронных двигателей 4А.
Высота оси
ZJZt при 2"
вращения, мм
2
4168j10]12
ггВ целях улучшения пусковых характеристик и снижения уровня шума в асинхронных двигателях с высотой оси вращения до 160 мм включительно пазы ротора скашивают, как правило, на одно зубцовое деление статора. Скос Ьск означает максимальный сдвиг оси пяЗа относительно образующей цилиндрической поверхности рото-
г
г
Двигатели
короткозамкнутым ротором
50
12/9
12/15
—
56
24/18
24/18
—
—
■—-
63
24/18
24/18
36/28.
—
—
—
71
24/20
24/18
36/28
36/28
—
—
80—100
24/20
36/28
、36/28
36/28
—•
—
112
24/22
36/34
54/51
48/44
—
—
132
24/19
36/34
54/51
48/44
—
—
160
36/28
48/38
54/50
48/44
—
—
180, 200
* 36/28
48/38
72/58
72/58
—
—
225
36/28
48/38
72/56
72/56
—
—
250
48/40
60/50
72/56
72/56
90/76
—
280—355
48/38
60/50
72/82
72/86
90/106
90/106
Двигатели с фазным ротором
160
48/36
54/36
48/36
一
180, 200
48/36
72/54
72/48
—
—
225
48/66
72/81
72/84
—
—
250—355
60/72
72/81
72/84
90/120
90/108
Таблица 5.8
ра, проведенной из одного конца паза в другой (рис. 5.5). Однако скос пазов увеличивает трудоемкость изготовления двигателя. Поэтому в двигателях с высотой оси вращения более 160 мм скоса пазов не делают. Это целесообразно еще и потому, что, как пока- зцвает опыт, скос пазов в этих двигателях не дает значительного эффекта в улучшении пусковых характеристик.
Пазы статора. Практическое применение в машинах перемен- ного тока получили следующие формы пазов сердечника статора:
Рис. 5.6. Пазы статора машин переменного тока: а — полузакрытый трапецеидальный; б — полуоткрытый прямоугольный; в — открытый прямоугольный
трапецеидальные полузакрытые и прямоугольные полуоткрытые или открытые (рис. 5.6).
При трапецеидальных пазах зубцы статора имеют параллельные стенки и их сечение по высоте паза одинаково. Отсутствие в таких зубцах участков уменьшенного сечения способствует снижению магнитного напряжения зубцов и лучшему использованию активной зоны сердечника. Другим достоинством трапецеидальных лазов является их малое раскрытие, что способствует уменьшению* пульсации магнитной индукции в зазоре двигателя, уменьшению- магнитного напряжения воздушного зазора (см. § 5.7) и уменьшению добавочных потерь. Однако при таких пазах коэффициент заполнения паза медью невелик. Область применения полузакрытых пазов' определяется областью применения всыпной обмотки статора, выполняемой из проводов круглого сечения.
При пазах прямоугольной формы зубцы статора имеют трапецеидальную форму с уменьшенным сечением со стороны воздушного зазора. Магнитная индукция в этом сечении зубцов имеет максимальное значение, что ведет к возрастанию магнитного напряжения зубцов. Большое раскрытие полуоткрытых, а тем более открытых пазов вызывает усиление пульсаций магнитной индукции в зазоре и способствует увеличению магнитного напряжения воздушного зазора и увеличению добавочных потерь. Но при таких пазах выше коэффициент заполнения паза медью, так как проводники прямоугольного сечения расположены в пазу упорядоченно.
h, мм
2P
Форма пазов статора
Тнп обмоткн статора
Рекомендуемые значения магнитной индукции, Тл, прн исполнении двигателей по способу защиты IP44
^zimax
50—132
2, 4
6
8
Трапецеидальные
Однослойная всыпная
1,75—1,95
1,75—1,95
1,70—1,90
1,50—1,65
1,45—1,60
1,20—1,35
160
2
4
6
8
То же
Двухслойная всыпная
Однослойная всыпная
То же
》
1,75-2,0
1,75—2,0
1,70—1,85
1,70—1,85
1,45—1,70
1,45—1,70
1,35—1,50
1,10—1,20
180—250
2,
4, 6
8
То же
Двухслойная всыпная
Одно-двухслой- ная всыпная
Двухслойная всыпная
1,70—1,90
1,70—1,90
1,70—1,85
'1,45—1,65
1,45—1,65
1,10—1,20
Ж)—355
2, 4, 6, 8
Прямоугольные полуоткрытые
Двухслойная из жестких полукатушек
1,70—1,90
1,40—1,60
10
Трапецеидальные полузакрытые
Двухслойная концентрическая всыпная
1,60—1,80
1,30—1,45
12
То же
То же
1,60—1,80
1,15—1,30
Примечание. Для двигателей исполнения по способу защиты значения магнитной индукции следует увеличить на 8 %.
IP23 рекомендуемые
В табл. 5.9 приведены рекомендации по выбору формы паза статора и типа обмотки для машин общего назначения при напряжении U1W1000 В. Эта таблица составлена по данным двигателей серии 4А основного исполнения. В двигателях узкоспециализированных исполнений в целях повышения их надежности целесообразно применение открытых пазов.
При определении размеров паза различают его размеры в свету и в штампе. Размеры в свету несколько меньше размеров в штампе из-за неточности штамповки и некоторого уменьшения паза при сборке листов в сердечник, что учитывается припусками на штамповку по высоте Лпр и ширине Ь^р паза. Значения этих величин можно принять в зависимости от высоты оси вращения двигателей следующими:
алеете…Припуск иа штамповку по высотеВысота оси вращения, ммн ширине паза, ммалеете…Припуск иа штамповку по высотеВысота оси вращения, ммн ширине паза, мм50—132 0,1
алеете…Припуск иа штамповку по высоте
Высота оси вращения, ммн ширине паза, мм
алеете…Припуск иа штамповку по высоте
Высота оси вращения, ммн ширине паза, мм
160—2500,2
280—355 0,3
Трапецеидальные полузакрытые пазы (рис. 5.6,а). Размеры трапецеидального паза выбирают такими, чтобы зубец имел параллельные стенки. Ширина зубца, мм, определяется по допустимому значению магнитной индукции в зубце статора Bz\max (см. табл. 5.9):
瓦1 н ‘1 ^6^^cl Bzlmax，(5.9)
где 九一зубцовое деление статора, т. е. расстояние между осями двух соседних зубцов, измеренное по внутреннему диаметру статора, мм:
J = nDi/Zi.(5.10)
Высота зубца, мм,
也zi = Q5 (£\н — ^i)—瓦 i,(5.11)
где ftci — высота спинки статора, мм.
Значение hcl определяется допустимыми величинами магнитной индукции в спинке статора 5с1 (табл. 5.9):
临=0,5а"然/% %,(5.12)
где т=л°1/2P.)
Наименьшая ширина трапецеидального полузакрытого паза в штампе, мм,.
%，(5.13)
где
/； = n(2 + 0,2%)/Z「(5.14)
Наибольшая ширина паза в штампе, мм,
% = 4 一 %，(5.15)
где'
4 = п (2 十 2%)/Z】・(5.16)
Ширина шлица паза статора &Ш1 должна быть такова, чтобы при принятой толщине пазовой изоляции через шлицы можно было уложить в пазы катушки (секции) по одному проводу. Обычно диаметр изолированного провода не превышает JH3 = 1,76 мм, а bniiW4,0 мм.
Высота шлица /^1^0,8+1,2 мм. Угол р=45° в двигателях с высотой оси вращения 万《250 мм и р=30° в двигателях с h^ 4280 мм. Тогда высота клиновой части паза 万幻,мм:
при В=45。
%l0,5稣一%);(5.17)
при р = 30°
仆= 0,29 (% —%J.(5.18)
Площадь поперечного сечения трапецеидального паза в штампе, мм2,.
5П1 = 0,5 (% + %) % + 0,5 稣 + %) % 十嗚 ％,(5.19)
где Лп1=Л21——％ki——/Zmi・
Прямоугольные полуоткрытые пазы (рис. 5.6,6). Ширина зубца в узком месте, мм,
^zlmin =友 &/鳥1 3zimax”(5.20)
Максимальное значение магнитной индукции в зубце статора может быть предварительно принято по табл. 5.9.
Ширина полуоткрытого паза в штампе, мм,
% = 4 —%*，(5.21)
где
4 = п(2+2% + 2%)/%・(5.22)
Для полуоткрытых пазов отношение bni/fi a0,46+0,56, причем большие значения относятся к меньшим диаметрам С-
Высота шлица /гш1 = 0,84-1,2 мм; высоту клиновой части паза принимают при 2р=2 Лк1 = 3,5 мм, при 2P=4, 6 и 8 h^ — 3,0 мм. 金 Ширину шлица полуоткрытого паза, мм, принимают
г*Ш1(0,58-4-0,60) &п1.
Высота паза (зубца) определяется по (5.11).
Высота части паза, занимаемой обмоткой, мм
編工—力 zi ——^mi ——ЛК1，(5.23)
Прямоугольные открытие пазы (рис. 5.6, в). Размеры открытых пазов определяют аналогично размерам полуоткрытых пазов.
Пазы ротора. Выбор формы пазов короткозамкнутого ротора (рис. 5.7) зависит от мощности двигателя, числа полюсов 2р и требуемых пусковых характеристик.
В двигателях небольшой мощности обычно применяют пазы овальной формы (рис. 5.7, а и б). С ростом мощности для двухполюсных двигателей используют пазы бутылочной формы или овальные пазы с уменьшенным сечением в верхней части (рис. 5.7,в,г), в которых явление вытеснения тока в стержнях ротора проявляется более эффективно. Это способствует улучшению пусковых свойств короткозамкнутых двигателей (уменьшению начального пускового тока и увеличению начального пускового момента), Для двигателей с 2P24 применяют пазы по рис. 5.7, а, б.
Таблица 5.10, составленная по данным асинхронных двигателей серии 4А основного исполнения, содержит рекомендации по выбору формы пазов короткозамкнутого ротора.
Ширина зубца ротора Ь2^ мм, определяется значением магнитной индукции в расчетном сечении зубца Bz2tnax (табл. 5.10):
纟2=&2 mg(5.24)
где % — зубцовое деление по наружному диаметру ротора D2l мм:
为—nD2/Z2;(5.25)
々с2 — коэффициент заполнения сердечника ротора сталью.
Высота зубца (паза) ротора, мм,
九 za = 0,5 (2 — Авн)—几 2・(5.26)
асин-оваль-асин-оваль-幅=0,5鄧吗/% %.幅=0,5鄧吗/% %.(5.27)(5.27)
асин-
оваль-
асин-
оваль-
幅=0,5鄧吗/% %.
幅=0,5鄧吗/% %.
(5.27)
(5.27)
Рнс. 5.7. Пазы короткозамкнутого ротора хронных двигателей:
а — полузакрытый овальный; 6 и s — закрытый нмй； г — закрытый бутылочный
Высота спинки сердечника ротора 九с2, мм, определяется допустимым значением магнитной индукции в спинке ротора Вс2 (см. табл. 5.10):
В некоторых случаях при проектировании двигателей небольшой мощности высоту спинки ротора 九匸2 принимают исходя из соображения механической прочности сердечника. При этом значение магнитной индукции Вс2 оказывается намного ниже рекомендуемых в табл. 5.10.
Размеры овальных пазов, выполненных по рис. 5.7, а и б, рассчитывают таким образом, чтобы зубцы pordpa имели параллель-
Л, мм
2"
форма пазов ротора по
рис. 5.7»
Рекомендуемые значения магнитной индукции, Тл, при исполнении двигателя по способу защиты IP44
^zzmax
%2
50—132
а а
1,75—1,95
1,75—1,95
1,35—1,45
1,15—1,25
1,75—1,95
1,U5—1,15
а
1,70—1,90
0,75—0,85
160—225
1,75—1,95
1,55—1,80
1,35—1,45
1,20—1,35
1,65—1,90
1,иь—1,15
1,65—1,90
0,75—0,85
250
2
г
1,70—1,95
1,35—1,45
4
1,65—1,90
1,1Ь— 1,25
6
1,65—1,90
1,05—1,15
8
а
1,65-1,90
0,75—0,85
280—355
1,60—1,85
1,35—1,45
1,80-2,00
1,1Ь—1,25
1,65—1,90
1,0b—1,15
1,65—1,90
0,75—0,85
10, 12
1,65—1,90
0,75—0,85
Примечание. Для двигателей исполнения IP23 рекомендуемые значения магнитной иидукцин следует увеличить на 8 %•
ные стенкй. Для этого диаметры пазов определяют по формулам： диаметр в верхней части паза, мм,
嚓=[п — 2%) - Z2bz^(Z,十 л);(5.28)
диаметр в нижней части паза, мм
02 =科(% — 2九$ - Z2 2 以/亿2 -初(5.29)
Диаметр в нижней части паза d^ должен быть не менее 2 мм у двигателей с 力W132 мм и не менее 3,5 мм у двигателей с h^ ^160 мм. Расстояние между центрами окружностей овального паза, мм,
毎=叱一%一 0，5(42+ 4)(5.30)
В случае овального закрытого паза в (5.28) и (5.30) вместо высоты шлица 力m2 следует подставить высоту мостика /^2=0,5+ 4-1,0 мм. Для овальных полузакрытых пазов (рис. 5.7, aj йШ2 = = 0,50—0,70 мм, &Ш2 = 1,04-1,5 мм.
При овальном закрытом пазе, выполненном по рис. 5.7, в, больший диаметр &2 определяется по (5.29), но вместо bZ2 нужно подставить ширину зубца в расчетном сечении bZ2min по (5.24).
Меньший диаметр этого паза принимают равным, мм, d；2^; (0,600,80) с?п2. (5.31)
Площадь поперечного сечения овального паза в штампе, мм2, 5п2 = 0,25л 綜 + 喝)+ 0,5% (% + 陶. (5.32)
Для бутылочного паза (рис. 5.7, г) размеры нижней части выбирают из условия получения зубца с параллельными стенками. Ширину bZ2min определяют по (5.24) с учетом принятой по табл. 5.10 магнитной индукции Вг2тах. Больший диаметр нижней части паза, мм,
% = [8 (2 - 2噎-2磅-Z? ьг2т1^^ + n),(5.33)
где hM2= (0,2-^0,5) мм;力2 = 15 мм.
Высоту зубца hz2 определяют по (5.26) с учетом принятой маг* дитной индукции в спинке сердечника ротора 8c2•
Меньший диаметр нижней части паза, мм,
%=№2 —2%) —Z2%*]/(Z2 —п).(5.34)
Значение 厶2 должно быть не менее 4 мм.
Расстояние между центрами диаметров нижней части бутылочного паза, мм,
% = %- &2 -蔦一 0,5 (% + %.(5.35)
Площадь поперечного сечения нижней части паза в штампе, ММ?,
S电 Н = 0,1258(峪十鸣)+0,5质(%+％).(5.36)
Ширину верхней части паза принимают равной
紘= (0,5+0,6)%・(5.37)
Площадь поперечного сечения верхней части паза в штампе,. ММ?；
S恥=0,5%(% - 0,2542).(5.38)
Площадь бутылочного паза, мм2,
Su? ~ Sn2H + Sn2B.(5.39)
ОБМОТКА СТАТОРА
Элементом обмотки статора является катушка (секция). Каждый виток этой катушки состоит из двух пазовых частей, располагаемых в пазах сердечника статора, и лобовых частей. Расстояние между пазовыми частями одной катушки, измеренное в пазах, называют шагом обмотки. Шаг обмотки у\ может быть полным (диаметральным), если он равен полюсному делению (y1=T=Zi/2p)> или укороченным, если он меньше полюсного деления (i/i<t). Укорочение шага обмотки способствует улучшению формы кривой
распределения магнитной индукции в воздушном зазоре машины, приближая ее к синусоиде. Это позволяет снизить добавочные потери и уменьшить провалы в механической характеристике асинхронного двигателя.
Катушки одной фазы обмотки, расположенные в соседних пазах и соединенные последовательно, образуют катушечную группу. Катушечные группы, входящие в обмотку фазы, могут быть соединены между собой последовательно, параллельно или последовательно-параллельно. Три фазные обмотки, соединенные в звезду или треугольник, образуют трехфазную обмотку статора.
Катушечные группы обмотки, соединенные между собой, образуют параллельные ветви. Число параллельных ветвей в обмотке одной фазы зависит от способа соединения катушечных групп: при последовательном соединении их число минимально (ai = I), при параллельном соединении их число равно числу полюсов 2р, при смешанном соединении (последовательно-параллельном) можно получить Yay2P.
Если пазовые стороны катушек расположены в пазах сердечника в один слой (пазовая сторона катушки занимает весь паз), то обмотку называют однослойной. Если же пазовые стороны катушек расположены в пазах в два слоя (пазовая сторона катушки занимает половину паза), то обмотку называют двухслойной.
Однослойные обмотки статора не допускают укорочения шага Уг^поэтому двигатели с такими обмотками имеют ухудшенные рабочие и пусковые показатели. Кроме того, они имеют большой вылет лобовых частей и повышенный расход обмоточной меди (рис. 5.8,〃). Однако эти обмотки наиболее пригодны для механизированной укладки, что способствует снижению трудоемкости изготовления двигателей. По этой причине однослойные обмотки статора получили применение в асинхронных двигателях с высотами оси вращения 无0160 мм, имеющих наибольший объем производства.
В асинхронных двигателях с высотами оси вращения 九＞180 мм применяют двухслойные обмотки с укороченным шагом yiVt (рис. 5.8,6).
Обмотки статора разделяются на в с ы п н ы е (с мягкими катушками) и обмотки с жесткими ка тушк а м и (полукатушками). Всыпная обмотка изготавливается из обмоточного провода круглого сечения. Провод наматывают на шаблон для придания катушке гГр едвар итель ной формы. Затем катушки укладывают в заранее изолированные пазы трапецеидальной формы. После укладки катушек и закрепления их в пазах посредством клиньев или крышек производят формовку лобовых частей и их бавдажи- рование. Затем обмотанный статор пропитывают.
Обмотки из жестких катушек или полукатушек выполняют обмоточным проводом прямоугольного сечения. При этом еще до укладки катушек (полукатушек) в пазы сердечника статора им придают требуемую форму и наносят изоляцию. Затем их укладывают в полуоткрытые или открытые пазы (рис. 5.9,6, 8).
При решении вопроса о выборе типа обмотки статора для асинхронных двигателей общего назначения можно воспользоваться рекомендациями табл. 5.9.
Сравнение рассмотренных двух видов обмоток статора позволяет сделать следующие выводы: всыпные обмотки с мягкими катушками являются наиболее технологичными, так как намотка катушечных групп, а иногда и фазной обмотки целиком, может вы-
6C1 b% 3 宓6C1 b% 3 宓6/736/736%6%
6C1 b% 3 宓
6C1 b% 3 宓
6/73
6/73
6%
6%
Рис. 5.8. Развернутые схемы трехфазных обмоток статора:
б — двухслойная обмотк?б — двухслойная обмотк?а — однослойная коицеитрическая обмотка (Z(=36, 2P=4, q『3)・
б — двухслойная обмотк?
б — двухслойная обмотк?
(Zi=36, 2p=4, ^i=3)*
полниться без разрыва провода, что дает возможность получить обмотку с минимальным количеством паек; трапецеидальные полузакрытые пазы, в которые укладывают всыпную обмотку, обеспечивают наиболее благоприятное использование зубцовой зоны статора, а небольшое раскрытие пазов позволяет значительно ослабить пульсации магнитного потока в воздушном зазоре. Достоинствами жестких обмоток являются лучшее заполнение пазов
Рис. 5.9. Порядок укладки пазовых сторон жестких полукатушек в полуоткрытые пазы статораРис. 5.9. Порядок укладки пазовых сторон жестких полукатушек в полуоткрытые пазы статораJ7 39J7 3927 29 37 33 3527 29 37 33 3511 73 /5 17 19 2711 73 /5 17 19 27Рнс 5.10. Развернутая схема одно-двухслойной обмотки статора (Zi = 48, 2P=4, g==4)Рнс 5.10. Развернутая схема одно-двухслойной обмотки статора (Zi = 48, 2P=4, g==4)45 4745 47
Рис. 5.9. Порядок укладки пазовых сторон жестких полукатушек в полуоткрытые пазы статора
Рис. 5.9. Порядок укладки пазовых сторон жестких полукатушек в полуоткрытые пазы статора
J7 39
J7 39
27 29 37 33 35
27 29 37 33 35
11 73 /5 17 19 27
11 73 /5 17 19 27
Рнс 5.10. Развернутая схема одно-двухслойной обмотки статора (Zi = 48, 2P=4, g==4)
Рнс 5.10. Развернутая схема одно-двухслойной обмотки статора (Zi = 48, 2P=4, g==4)
45 47
45 47
медью за счет прямоугольного сечения обмоточных проводов и более высокая надежность, обусловленная тем, что в пазы статора укладывают уже готовые катушки, не подвергаемые механическим деформациям, как это происходит при укладке всыпной обмотки.
В силу перечисленных преимуществ всыпные обмотки получили наибольшее применение в асинхронных двигателях напряжением до 1000 В, мощностью до 100 кВт (无《250 мм). Другой причиной, способствующей преобладающему применению всыпных обмоток в асинхронных двигателях, является возможность механизации процесса намотки, изолировки и укладки обмотки в пазы сердечника статора. Механизация этих процессов имеет большое народнохозяйственное значение и является оДйпм из важнейших средств повышения производительности труда на электромашиностроительных.' заводах.
Однако механизация про-
цесса укладки двухслойных обмоток статора затруднена тем, что укладка пазовых сторон нижнего слоя некоторых катушек возможна лишь при временном подъеме ранее уложенных пазовых сторон.
В целях расширения области применения механизированной укладки обмоток статора в последнее время были разработаны новые схемы обмоток, например, одно-двухслойная концентрическая обмотка статора (рис. 5.10). Каждая катушечная группа такой обмотки состоит из одной большой катушки, имеющей удвоенное число витков с пазовыми сторонами, занимающими весь паз (пазы 1 72
и 12, 5 и /6, 13 и 24 п т. д.),——однослойная обмотка — и (д^—2) малых концентрических катушек с одинарным числом витков, расположенных в два слоя ——двухслойная обмотка. В каждой фазе содержится одинаковое число больших и малых катушек, обе стороны которых лежат либо только на дне пазов, либо только в верхних слоях пазов. Одно-двухслойная обмотка выполнима лишь с числом пазов на полюс и фазу gi>2. При gi=2 обмотка превра-. щается в однослойную концентрическую.
Число пазов на полюс и фазу определяется выражением
% = ZJ2P® (5.40)
Следует иметь в виду, что оценка технологичности обмотки статора, с точки зрения возможности механизации процессов ее изготовления, имеет значение лишь при проектировании двигателей для серийного изготовления.
Следующим важным этапом проектирования обмотки статора является выбор класса нагревостойкости и конструкции системы изоляции. При этом можно руководствоваться данными серии 4А: в двигателях с высотами оси вращения /1=504-132 мм применяют систему изоляций класса нагревостойкости В, а в двигателях с h—1604-355 мм ——класса нагревостойкости F.
В табл. 5.11—5.14 приведены конструкции изоляции обмоток статора, применяемые в двигателях серии 4А.
U н н
Наименование
Материал
Число слоев
Наимеиованне, марка
Толщина, мм
1
Коробка пазовая
Пленка полиэтилентере-
0,19*
1
2
Крышка пазовая
фталатная ПЭТФ
0,25*
1
То же
0,25*
0,35*
1
1
—
Прокладка междуфазовая в лобовых частях
Пленкоасбокартон
0,35
1
—
Изоляция внутримашинных соединений и выводных концов
Трубка изоляционная тксп
—
—
—
Бандаж лобовых частей
Нить полиэфирная
—
Пропитка
Лак МЛ-92 или компаунд КП-34
一
—
—
Покрытие лобовых частей
Эмаль ГФ-92-ГС
—
—
Т аб лица 5.11. Конструкция системы изоляции всыпиой обмотки статора двигателей с /г=50+132 мм (класс нагревостойкости В)
Для двигателей с Л«504-63 мм.
Для двигателей с ft«7l4-132 мм.
С ЕС £СНаименованиеНаименованиеЧисло слоевНаименование н маркаТолщина, мм2Коробка пазоваяПленкосннтокартон0,37—0,41ПСКФ нлн изоном0,5Крышка пазоваяТо же1ПрокладкаСтеклотекстолит СТЭФ-10,51Клнн пазовыйПрофильныйстекло-——пластик СПП-Э нли стеклотекстолит СТЭФ-10,55Прокладка междуслойнаяПленкосннтокартон1ПСКФ нли нзоном0,37—0,4Прокладка междуфазоваяПленкосннтокартон1в лобовых частяхПСКФ нлн нзоном—Изоляция внутрнмашнн- ных соединений и выводных концовТрубка изоляционная ткспШнур-чулок АСЭЧЛак ПЭ-993Бандаж лобовых частей Пропитка——Покрытие лобовых частейЭмаль ЭП-91С ЕС £СНаименованиеНаименованиеЧисло слоевНаименование н маркаТолщина, мм2Коробка пазоваяПленкосннтокартон0,37—0,41ПСКФ нлн изоном0,5Крышка пазоваяТо же1ПрокладкаСтеклотекстолит СТЭФ-10,51Клнн пазовыйПрофильныйстекло-——пластик СПП-Э нли стеклотекстолит СТЭФ-10,55Прокладка междуслойнаяПленкосннтокартон1ПСКФ нли нзоном0,37—0,4Прокладка междуфазоваяПленкосннтокартон1в лобовых частяхПСКФ нлн нзоном—Изоляция внутрнмашнн- ных соединений и выводных концовТрубка изоляционная ткспШнур-чулок АСЭЧЛак ПЭ-993Бандаж лобовых частей Пропитка——Покрытие лобовых частейЭмаль ЭП-91Таблица 5.12. Конструкция системы изоляции и элементы креплении в сыпной обмотки статора двигателей с 九=160 十 250 мм при механизированной (а) и ручной (6) укладках обмоткиТаблица 5.12. Конструкция системы изоляции и элементы креплении в сыпной обмотки статора двигателей с 九=160 十 250 мм при механизированной (а) и ручной (6) укладках обмоткиПримечание. При ft=160 мм н 2P >4 обмотка статора однослойная (см. рис. табл.Примечание. При ft=160 мм н 2P >4 обмотка статора однослойная (см. рис. табл.5.11).5.11).НаименованиеМатериалЧнсло слоевНаименование, маркаТолщина, мм1Коробка пазоваяСтеклолакоткань ЛСП-130/155Электроннт0,150,3112ПрокладкаСтеклотекстолит СТЭФ-10,513ПрокладкаТо же0,514Клнн пазовый5Прокладка междуслойнаяСтеклослюдопластГИТ-Т-ЛСБ0,451Прокладка междуфазовая в лобовых частяхТо же0,451Бандаж лобовых частейЛента стеклянная ЛЭС илн лента лавсановая тафтяная0,20,161 (вразбежку)Привязка междуслойной прокладки на выходе нз пазаШнур-чулок АСЭЧИзоляция внутрнмашнн- ных соединенийСтеклолакоткань Л СТРТрубкаизоляционнаяТКР0,182 (впол- нахлес* та)Изоляция выводных КОНЦОВСтеклолакотканьЛ СТР0,182 (впол- нахлес- та)—ПропиткаЛак КО-964н—Покрытие лобовыд частейЭмаль ЭП-91—НаименованиеМатериалЧнсло слоевНаименование, маркаТолщина, мм1Коробка пазоваяСтеклолакоткань ЛСП-130/155Электроннт0,150,3112ПрокладкаСтеклотекстолит СТЭФ-10,513ПрокладкаТо же0,514Клнн пазовый5Прокладка междуслойнаяСтеклослюдопластГИТ-Т-ЛСБ0,451Прокладка междуфазовая в лобовых частяхТо же0,451Бандаж лобовых частейЛента стеклянная ЛЭС илн лента лавсановая тафтяная0,20,161 (вразбежку)Привязка междуслойной прокладки на выходе нз пазаШнур-чулок АСЭЧИзоляция внутрнмашнн- ных соединенийСтеклолакоткань Л СТРТрубкаизоляционнаяТКР0,182 (впол- нахлес* та)Изоляция выводных КОНЦОВСтеклолакотканьЛ СТР0,182 (впол- нахлес- та)—ПропиткаЛак КО-964н—Покрытие лобовыд частейЭмаль ЭП-91—Таблица 5.13. Конструкция системы изоляции и элементы крепления в сыпной обмотки статора двигателей с 力=280+355 мм (класс нагревостойкостиТаблица 5.13. Конструкция системы изоляции и элементы крепления в сыпной обмотки статора двигателей с 力=280+355 мм (класс нагревостойкости75：75：
С ЕС £
С
Наименование
Наименование
Число слоев
Наименование н марка
Толщина, мм
2
Коробка пазовая
Пленкосннтокартон
0,37—0,4
1
ПСКФ нлн изоном
0,5
Крышка пазовая
То же
1
Прокладка
Стеклотекстолит СТЭФ-1
0,5
1
Клнн пазовый
Профильныйстекло-
—
—
пластик СПП-Э нли стеклотекстолит СТЭФ-1
0,5
5
Прокладка междуслойная
Пленкосннтокартон
1
ПСКФ нли нзоном
0,37—0,4
Прокладка междуфазовая
Пленкосннтокартон
1
в лобовых частях
ПСКФ нлн нзоном
—
Изоляция внутрнмашнн- ных соединений и выводных концов
Трубка изоляционная тксп
Шнур-чулок АСЭЧ
Лак ПЭ-993
Бандаж лобовых частей Пропитка
—
—
Покрытие лобовых частей
Эмаль ЭП-91
С ЕС £
С
Наименование
Наименование
Число слоев
Наименование н марка
Толщина, мм
2
Коробка пазовая
Пленкосннтокартон
0,37—0,4
1
ПСКФ нлн изоном
0,5
Крышка пазовая
То же
1
Прокладка
Стеклотекстолит СТЭФ-1
0,5
1
Клнн пазовый
Профильныйстекло-
—
—
пластик СПП-Э нли стеклотекстолит СТЭФ-1
0,5
5
Прокладка междуслойная
Пленкосннтокартон
1
ПСКФ нли нзоном
0,37—0,4
Прокладка междуфазовая
Пленкосннтокартон
1
в лобовых частях
ПСКФ нлн нзоном
—
Изоляция внутрнмашнн- ных соединений и выводных концов
Трубка изоляционная тксп
Шнур-чулок АСЭЧ
Лак ПЭ-993
Бандаж лобовых частей Пропитка
—
—
Покрытие лобовых частей
Эмаль ЭП-91
Таблица 5.12. Конструкция системы изоляции и элементы креплении в сыпной обмотки статора двигателей с 九=160 十 250 мм при механизированной (а) и ручной (6) укладках обмотки
Таблица 5.12. Конструкция системы изоляции и элементы креплении в сыпной обмотки статора двигателей с 九=160 十 250 мм при механизированной (а) и ручной (6) укладках обмотки
Примечание. При ft=160 мм н 2P >4 обмотка статора однослойная (см. рис. табл.
Примечание. При ft=160 мм н 2P >4 обмотка статора однослойная (см. рис. табл.
5.11).
5.11).
Наименование
Материал
Чнсло слоев
Наименование, марка
Толщина, мм
1
Коробка пазовая
Стеклолакоткань ЛСП-130/155
Электроннт
0,15
0,3
1
1
2
Прокладка
Стеклотекстолит СТЭФ-1
0,5
1
3
Прокладка
То же
0,5
1
4
Клнн пазовый
5
Прокладка междуслойная
Стеклослюдопласт
ГИТ-Т-ЛСБ
0,45
1
Прокладка междуфазовая в лобовых частях
То же
0,45
1
Бандаж лобовых частей
Лента стеклянная ЛЭС илн лента лавсановая тафтяная
0,2
0,16
1 (вразбежку)
Привязка междуслойной прокладки на выходе нз паза
Шнур-чулок АСЭЧ
Изоляция внутрнмашнн- ных соединений
Стеклолакоткань Л СТР
Трубкаизоляционная
ТКР
0,18
2 (впол- нахлес* та)
Изоляция выводных КОНЦОВ
СтеклолакотканьЛ СТР
0,18
2 (впол- нахлес- та)
—
Пропитка
Лак КО-964н
—
Покрытие лобовыд частей
Эмаль ЭП-91
—
Наименование
Материал
Чнсло слоев
Наименование, марка
Толщина, мм
1
Коробка пазовая
Стеклолакоткань ЛСП-130/155
Электроннт
0,15
0,3
1
1
2
Прокладка
Стеклотекстолит СТЭФ-1
0,5
1
3
Прокладка
То же
0,5
1
4
Клнн пазовый
5
Прокладка междуслойная
Стеклослюдопласт
ГИТ-Т-ЛСБ
0,45
1
Прокладка междуфазовая в лобовых частях
То же
0,45
1
Бандаж лобовых частей
Лента стеклянная ЛЭС илн лента лавсановая тафтяная
0,2
0,16
1 (вразбежку)
Привязка междуслойной прокладки на выходе нз паза
Шнур-чулок АСЭЧ
Изоляция внутрнмашнн- ных соединений
Стеклолакоткань Л СТР
Трубкаизоляционная
ТКР
0,18
2 (впол- нахлес* та)
Изоляция выводных КОНЦОВ
СтеклолакотканьЛ СТР
0,18
2 (впол- нахлес- та)
—
Пропитка
Лак КО-964н
—
Покрытие лобовыд частей
Эмаль ЭП-91
—
Таблица 5.13. Конструкция системы изоляции и элементы крепления в сыпной обмотки статора двигателей с 力=280+355 мм (класс нагревостойкости
Таблица 5.13. Конструкция системы изоляции и элементы крепления в сыпной обмотки статора двигателей с 力=280+355 мм (класс нагревостойкости
75：
75：
Важным параметром обмотки статора является число пазов на полюс и фазу gi [см. (5.40)]. Обычно выбирают q、равным целому числу. Но в целях применения одного и того же штампа для листов статора двигателей с разным числом полюсов возможно применение дробного gi, например 1,5; 2,5; и т. д. Для числа пазов статора Zi в соответствии с данными табл. 5.8 значения д【в зависимости от высоты оси вращения h приведены в табл. 5.15.
Пазовые стороны одной катушечной группы, расположенные в соседних пазах, занимают q» пазов и образуют фазную зону, определяемую углом
а = 2 叩％/Z]. (5.41)
Наибольшее применение в трехфазных асинхронных двигателях получили шестизонные обмотки с а = 60°. Если число пазов на полюс и фазу gi равно целому числу, то все фазные зоны равны 60°, если же gi равно дробному числу, то часть фазных зон такой
74
обмотки а <60°, а часть — а>60°. В среднем же фазная зона этой обмотки аср=60°. Возможны трехфазные обмотки с фазной зоной а=120°, но такие обмотки имеют ограниченное применение.
Одним из важных параметров обмотки статора является обмоточный коэффициент. Для основной гармоники ЭДС обмотки статора обмоточный коэффициент равен
^o^i = ^yi^pi»(5.42)
где ^yi ——• коэффициент укорочения, учитывающий уменьшение ЭДС, обусловленное укорочением шага обмотки:
^у1 = sin (Р*9О°)；(5.43)
здесь В ——относительный шаг обмотки:
В = %片，(5.44)
при 2р=2 0=0,58+0,63; при 2P=4 0=0,80+0,89;坛i—коэффициент распределения, учитывающий уменьшение ЭДС основной гармоники, обусловленное распределением обмотки в пазах (д〔> >1)：
(5.45)
Р % sin (а/2%)
U ЕС
Наименование
Материал
Число слоев
Наименование, марка
Толщина, мм
1
Коробка пазовая
Стеклослюдопласт ГИТ-ЛСБ-ЛСЛ
0,55
1
2
Скрепление пазовой части полукатушки
Лента стеклянная ЛЭС нли лента лавсановая тафтяная
0,2
0,16
1 (вразбежку)
1
3
Прокладка
Стеклотекстолит
СТЭФ-1
0,5
4
Клин пазовый
То же
1%
—
5
Прокладка междуслойная
》
Лейта стеклянная ЛЭС или леита лавсановая тафтяная
1
Скрепление лобовой части полукатушки
0,2
0,16
1 (впол- нахлес- та)
Изоляция лобовых частей фазных катушек
Лента слюдинитовая ЛСЭП-934-ТПл
0,13
1 (впол- нахлеста)
一
Прокладка дистанционная в лобовых частях
Стеклотекстолит
СТЭФ-1
12
2 (впол- иахлес- та)
Изоляция внутримашин- ных соединений
Стеклолакоткань
ЛСТР
0,18
——
Изоляция выводных концов
Трубка изоляционная ТКР
—
Баидаж лобовых частей
Шнур-чулок АСЭЧ
—
1
Пропитка
Лак КО-964н
—
—
一
Покрытие лобовых частей
Эмаль ЭП-91
—
Таблица 5.14. Конструкция системы изоляции и элементы крепления жесткой обмотки статора двигателей с 九=280+355 (класс нагревостойкости F)
Таблица 5.15
й, мм
Значения q、при 2P
2
4
6
8
10
12
50—63
71
1,5
80—100
112—132
2
160
2
180—225
3
250
3
■ 280-355
3
3
2,5
Анализ выражения (5.45) показывает, что трехфазные обмотки шестизонные (а=60°) при одинаковом значении gi имеют большее значение ^pi, а следовательно, и более высокий обмоточный коэффициент 生51, чем трехзонные обмотки (а=120°).
В табл. 5.16 приведены значения коэффициентов 々щ, ^yi и 力。^ Для трехфазных обмоток статора двигателей серии 4А основного исполнения.
Число эффективных проводников в пазу статора
瓦口 = 1 ОТД］/］。］/71110M,(5.46)
где /том — номинальный ток статора, А：
Лпом =氏戸з ,_ .(5.47)
т1^1Н0М Пном C0S Ф1НОМ
Полученное по (5.46) значение wn округляют до целого числа. Число последовательных витков в обмотке фазы статора
吗=p% "и/a」(5.48)
Площадь поперечного сечения эффективного проводника обмотки статора, мм2,
91эф = IM%Z・(5.49)
Таблица 5,16
gi
左pi
%/2p
2P=2
2P>4
6
勺1
АОб1
У1
В
勺工
左061
卜5
0,960
4,5
—
0,889
0,985
0,945
2,5
0,966
0,957
6
7,5
—
0,833
0,800
0,966
0,951
0,935
0,910
0,960
0,958
9
12
—
10
0,778
0,833
0,940
0,966
0,902
0,925
0,957
15
—
—
—
—
12
0,800
0,951
0,910
0,956
18
11
0,611
0,819
0,783
15
0,833
0,966
0,923
0,956
24
15
0,625
0,832
0,795
19
0,792
0,947
0,905
Здесь Ai— плотность тока в обмотке статора, А/мм2. При выборе Ai следует помнить, что с увеличением Ai уменьшается расход обмоточной меди, но одновременно растет активное сопротивление обмоткй статора, что ведет к росту электрических потерь, температуры обмотки, снижению КПД.
С уменьшением Д1 растет КПД двигателя и повышается надежность обмотки статора за счет снижения ее температуры. При выборе плотности тока в обмотке статора можно руководствоваться рис. 5.11. Для двигателей исполнения IP23 и способом охлаждения IC01 значение Ai по
Рис. 5.11. Рекомендуемые значения плотности тока в обмотке статора Д j трехфазных асинхронных двигателей исполнения IP44 и способом охлаждения IC0141
рис. 5.11 следует увеличить на 25 % при 2P=2 и на 20 % при 2р>
>2. При отличии, принятого класса нагревостойкости системы изоляции от рекомендуемого значения Ai следует умножить на коэффициент 々Ai (табл. 5.17).
При расчете всыпной обмотки статора следует иметь в виду, что диаметр обмоточного изолированного провода не должен превышать с?из01,76 мм при ручной укладке и 4侬《1,4 мм при машиной укладке катушек в пазы статора. Если же по результатам расчета диаметр эффективного проводника оказался больше указанных значений, то для облегчения процесса укладки мягких катушек в пазы статора и повышения надежности обмотки статора эффективный проводник выполняют из нескольких элементарных проводников. Суммарная площадь поперечного сечения элементарных проводников должна быть не меньше расчетного сечения эффективного проводника. Площадь поперечного сечения элементарного проводника, мм2,
%ал = %зф/&л， (5.50) где пэл ——количество элементарных проводов в одном эффективном.
При расчете обмотки статора с жесткими катушками (полукатушками) площадь поперечного сечения прямоугольного провода
Таблица 5.17
ft, мм
Рекомендуемый класс иагрево- стойкости системы изоляции
Значения 左人 при системе изоляции класса нагревостойкости
В
F
н
50—132
160—355
В
F
1,0
0,75
1,33 1,0
1,75
1,30
не должна превышать 18 мм2. Если же по расчету требуется эффективный проводник большего сечения, то его следует составить из нескольких элементарных проводов. При полуоткрытых пазах эффективный проводник должен иметь не менее двух элементарных. Одновременно с выбором стандартного сечения прямоугольного провода выбирают и его размеры а и & (см. табл. П.1.2).При этом учитывают размеры паза и толщину витковой и пазовой изоляции. Размер элементарного провода по высоте (размер а) не должен превышать 2,5 мм (провода прямоугольного сечения для ослабления эффекта вытеснения тока укладываются в паз плашмя, как это показано на рис. 5.9).
В катушках из двух элементарных проводников, последние располагают плашмя на одной высоте так, чтобы их индуктивные сопротивления были одинаковыми. В случае лэл=4 проводники помещают в два слоя, по два элементарных проводника в каждом слое.
. На данном этапе проектирования двигателя иногда возникает необходимость в корректировании размеров паза статора, рассчитанных в § 5.2. Однако в этом случае не следует забывать, что магнитная индукция в зубцах Bzimax и в спинке статора 8cl не должна превышать допустимых значений (см. табл. 5.9).
При расчете площади трапецеидального полузакрытого паза, занимаемой обмоткой статора, необходимо руководствоваться коэффициентом заполнения паза, равным
电 L*；, (5.51)
где пп — число проводников в пазу; с?цз — диаметр изолированного проводника, мм; S^— площадь поперечного сечения паза, мм2, занимаемая непосредственно обмоткой:
S； = 0,5 侮十隔)％ — sn if3 — Sgnp. (5.52)
Значение площадей, занимаемых пазовой изоляцией 5п,из и межкатушечной прокладкой 5из)пр> определяют, пользуясь табл. 5.12, 5.13.
Значение fei должно быть равно 0,70—0,75 при ручной укладке обмотки статора и 0,70——0,72— при машинной.
Если паз статора имеет прямоугольную форму (см. рис. 5.6, 6 и в), то необходимо уточнить требуемые значения ширины &ni и высоты 九 ni паза в штампе:
然1 = 2然+ %>+%； (5.53)
= + (5.54)
где Диз, Ьпз — размеры изолированного обмоточного провода, мм; ^пр, йпр — припуски на штамповку, мм; Сы, Chi — толщина изоляции в пазу по ширине и высоте, мм (см. табл. 5.14).
Полученные значения &ni и /z ni должны мало отличаться от значений &ш и 场仙 рассчитанных по (5.21) и (523).
После окончательного выбора размеров обмоточного провода 91эл и числа элементарных проводников лал необходимо уточнить плотность тока в обмотке статора, А/мм2,
& = Аном/询 si qgji 〃i, (5.55) которая не должна превышать допустимых значений (см. рис. 5.11). Затем следует уточнить значения электромагнитных нагрузок：
4 = Лном мп ZJ( 10*~ 看 0山］)；(5.56)
凡=①/(% 叫• IL),(5.57)
где Ф ——основной магнитный поток, Вб:
Ф - .
(5.58)
4走в/逑找06f '
здесь 々оси определяется (5.42); Wi—(5.48).
Уточненные значения Ai и Вб должны мало отличаться от предварительных значений этих величин, принятых по рис. 5.3.
Размеры мягких катушек статора определяются следующим образом: среднее зубцовое деление статора, т. е. зубцовое деление, измеренное на окружности, проходящей по середине высоты зубцов статора, мм,
&ср = л (Dr 十々zJ/Zi*(5.59)
Средняя ширина катушки, мм,■
瓦 ср =左％ср,(5.60)
г^е {л® — среднее значение шага концентрической обмотки.
Средняя длина одной лобовой части катушки, мм.
^1 = (1,16 + 0,14р)&1ср+15.(5.61)
Средняя длина витка обмотки статора, мм,
Gcp = 2 (厶 + 厶).(5.62)
Длина вылета лобовой части обмотки, мм: при WW132 мм
41 = (&19 + 0,1р)%р+10；(5.63)
при /1^160 мм一
工=((М2 + 0,15р)瓦 ср + 10.(5.64)
Если обмотка статора выполнена из жестких катушек (полукатушек), то-длина одной лобовой части, мм,
ЕЛ1 = 50 + hzl +- 例一-.(5.65)
m1一［(占 + 3,5)/幻 2
Длину витка жесткой катушки определяют по (5.62).
Длина вылета лобовой части обмотки, мм,
强=25 + 0,5也1 + 一 纵(万m+3一,5)/24 - .(5.66)
/1-［(^1+3,5)//^
Активное сопротивление фазы обмотки статора, приведенное к расчетной рабочей температуре, Ом,
厶=PCu 5jAcp * Ю3/^эл Л1^1эл)(5.67)
где р си —удельное электрическое сопротивление меди при расчетной рабочей температуре (см. табл. 2.1).
Активное сопротивление обмотки фазы статора в относительных единицах
，1米匚厶(’Ihom/Uihom),(5.68)
где 厶ном и Uihom — номинальные значения фазных тока и напряжения.
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора обусловлено магнитным полем рассеяния, которое состоит из трех час-
Рмс. 5.12. К расчету коэффициентов магнитной проводимости пазового рассеяния
тей: пазового рассеяния, дифференциального рассеяния и рассеяния лобовых частей.
Пазовое рассеяние обусловлено магнитным потоком рассеяния, направленным поперек паза и сцепленным с расположенными в этом пазу проводниками. Если обмотка выполнена с укороченным шагом (pi Vt), то потокосцепление этой обмотки с потоком пазового рассеяния ослаблено.
Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния: при трапецеидальном полузакрытом пазе (рис. 5.12, а)
噎=亠麻+ (亠+ Т%+ 棉 (5.69)
при прямоугольном полуоткрытом пазе (рис. 5.12, 6)
小=■仁旦 届 +k' +; (5.70)
3坛i°bai + 2hml 丁 bmi 丿 В 46п1、1
при прямоугольном открытом пазе (рис. 5.12, &)
脸二与互电+ '屮媪审+ g ；(5.71)
Значения коэффициента 々口 Т1 прн z2/p1015202530354020,990,9430,940,980,870,930,880,8540,920,870,900,840,840,780,800,7750,810,770,750,750,720,720,7060,690,700,670,660,650,6280,620,600,580,530,510,470,46Значения коэффициента 々口 Т1 прн z2/p1015202530354020,990,9430,940,980,870,930,880,8540,920,870,900,840,840,780,800,7750,810,770,750,750,720,720,7060,690,700,670,660,650,6280,620,600,580,530,510,470,46Таблица 5.18Таблица 5.18Примечания: 1. В числителе указаны значения, относящиеся к двигателям, имеющим скос пазов 匕广％，а в знаменателе — к двигателям, не имеющим скоса пазов.2. Для дробных значений % и значений Z?/", отличающихся ог указанных в таблице, коэффициент ftp Т1 следует определять интерполяцией.Примечания: 1. В числителе указаны значения, относящиеся к двигателям, имеющим скос пазов 匕广％，а в знаменателе — к двигателям, не имеющим скоса пазов.2. Для дробных значений % и значений Z?/", отличающихся ог указанных в таблице, коэффициент ftp Т1 следует определять интерполяцией.仇Значения коэффициента %【Двухслойная обмотка с укороченным шагомОднослойная обмотка с диаметральным [шагомДвигатель с короткозамкнутым роторомДвигатель с фазным ротором1,50,04500,04700,02350,02350,02852,50,01700,01800,01110,01110,01410,00620,00620,00890,00430,00430,00650,00300,00300,00520,00210,0021仇Значения коэффициента %【Двухслойная обмотка с укороченным шагомОднослойная обмотка с диаметральным [шагомДвигатель с короткозамкнутым роторомДвигатель с фазным ротором1,50,04500,04700,02350,02350,02852,50,01700,01800,01110,01110,01410,00620,00620,00890,00430,00430,00650,00300,00300,00520,00210,0021Таблица 5.19*Таблица 5.19*(5.74)(5.74)%1 = 1+%1 = 1+耳2 = 1 +耳2 = 1 +左一^ш1 + 56片/bmi左一^ш1 + 56片/bmi力含一^Ш2 十 56%/Ьщ2力含一^Ш2 十 56%/Ьщ2(5.75)(576)(5.75)(576)% ~ 入m + %i + 入ль(5.78)% ~ 入m + %i + 入ль(5.78)_ 1,58/J 碣1 = ~г_ 1,58/J 碣1 = ~г(5.79)(5.79)"1* = -^iAhom/^Ihom*"1* = -^iAhom/^Ihom*(5.80)(5.80)
Значения коэффициента 々口 Т1 прн z2/p
10
15
20
25
30
35
40
2
0,99
0,94
3
0,94
0,98
0,87
0,93
0,88
0,85
4
0,92
0,87
0,90
0,84
0,84
0,78
0,80
0,77
5
0,81
0,77
0,75
0,75
0,72
0,72
0,70
6
0,69
0,70
0,67
0,66
0,65
0,62
8
0,62
0,60
0,58
0,53
0,51
0,47
0,46
Значения коэффициента 々口 Т1 прн z2/p
10
15
20
25
30
35
40
2
0,99
0,94
3
0,94
0,98
0,87
0,93
0,88
0,85
4
0,92
0,87
0,90
0,84
0,84
0,78
0,80
0,77
5
0,81
0,77
0,75
0,75
0,72
0,72
0,70
6
0,69
0,70
0,67
0,66
0,65
0,62
8
0,62
0,60
0,58
0,53
0,51
0,47
0,46
Таблица 5.18
Таблица 5.18
Примечания: 1. В числителе указаны значения, относящиеся к двигателям, имеющим скос пазов 匕广％，а в знаменателе — к двигателям, не имеющим скоса пазов.
2. Для дробных значений % и значений Z?/", отличающихся ог указанных в таблице, коэффициент ftp Т1 следует определять интерполяцией.
Примечания: 1. В числителе указаны значения, относящиеся к двигателям, имеющим скос пазов 匕广％，а в знаменателе — к двигателям, не имеющим скоса пазов.
2. Для дробных значений % и значений Z?/", отличающихся ог указанных в таблице, коэффициент ftp Т1 следует определять интерполяцией.
仇
Значения коэффициента %【
Двухслойная обмотка с укороченным шагом
Однослойная обмотка с диаметральным [шагом
Двигатель с короткозамкнутым ротором
Двигатель с фазным ротором
1,5
0,0450
0,0470
0,0235
0,0235
0,0285
2,5
0,0170
0,0180
0,0111
0,0111
0,0141
0,0062
0,0062
0,0089
0,0043
0,0043
0,0065
0,0030
0,0030
0,0052
0,0021
0,0021
仇
Значения коэффициента %【
Двухслойная обмотка с укороченным шагом
Однослойная обмотка с диаметральным [шагом
Двигатель с короткозамкнутым ротором
Двигатель с фазным ротором
1,5
0,0450
0,0470
0,0235
0,0235
0,0285
2,5
0,0170
0,0180
0,0111
0,0111
0,0141
0,0062
0,0062
0,0089
0,0043
0,0043
0,0065
0,0030
0,0030
0,0052
0,0021
0,0021
Таблица 5.19*
Таблица 5.19*
(5.74)
(5.74)
%1 = 1+
%1 = 1+
耳2 = 1 +
耳2 = 1 +
左一^ш1 + 56片/bmi
左一^ш1 + 56片/bmi
力含一^Ш2 十 56%/Ьщ2
力含一^Ш2 十 56%/Ьщ2
(5.75)
(576)
(5.75)
(576)
% ~ 入m + %i + 入ль(5.78)
% ~ 入m + %i + 入ль(5.78)
_ 1,58/J 碣
1 = ~г
_ 1,58/J 碣
1 = ~г
(5.79)
(5.79)
"1* = -^iAhom/^Ihom*
"1* = -^iAhom/^Ihom*
(5.80)
(5.80)
здесь 々в и ^р — коэффициенты, учитывающие укорочение шага обмотки ^=у\/х (рис. 5.13).
Дифференциальное рассеяние —это рассеяние, создаваемое высшими гармоническими магнитного поля в воздушном зазоре.
Коэффициент проводимости дифференциального рассеяния обмотки статора
九口1 =。,呢(9jA)6i)2 ^p,ti ^ш1 耳 1_/Мб)(5.72)
где ®т1— коэффициент, учитывающий демпфирующую реакцию токов, наведенных в обмотке короткозамкнутого ротора высшими гармониками поля статора (табл. 5.18); для двигателей с фазным ротором /гР,т1=1； /гШ1—коэффициент, учитывающий дополнительно к 々6 влияние открытия пазов статора на проводимость дифференциального рассеяния:
/гш1 = 1— 0,033^1/^16; (5.73)
^Д1— коэффициент дифференциального рассения обмотки статора (табл. 5.19).
Коэффициент воздушного зазора k& учитывает влияние зубча* тости статора и ротора на магнитное сопротивление воздушного зазора:
缺=闻1 %2・
Значения коэффициентов & ai и 々 6211PH по луз акр ытых и полуот* крытых пазах статора и полузакрытых пазах ротора
При открытых пазах статора и ротора вместо &Ш1 и &ш2 под* ставляют соответственно &ni и &П2-
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния лобовых час* тей обмотки статора
入л1 — 0,34 -~- (/Л1 — 0,64рт).(5.77)
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния обмотки статора
Индуктивное сопротивление рассеяния одной фазы обмотки статора. Ом,
В относительных единицах
КОРОТКОЗАМКНУТАЯ ОБМОТКА РОТОРА
Короткозамкнутая обмотка (клетка) ротора асинхронных двигателей с высотой оси вращения /1^355 мм выполняется из алюминия путем заливки сердечника ротора. Поэтому размеры и форма стержней этой обмотки определяются размерами и формой пазов сердечника ротора (см. рис. 5.7,а—а).
Номинальный ток в обмотке ротора, А,
/2=1，%睜子嘰°6’ е学；,(5.81)
^2^2«Об2
где cos(pi принимается по рис. 5.1.
При короткозамкнутой обмотке ротора 加2=之2；侬2=0,5;々(>62=1 и ток в стержне ротора, А, в номинальном режиме равен
/ст =厶=l>l/вoм-^^^ cosф；.(5.82)
Плотность тока в стержне ротора, А/мм2,
△2 = /鼠％т，(5.83)
где дет — сечеиие стержня, мм?, равное площади паза ротора в штампе, дст = 5п2・
Плотность тока в стержне короткозамкнутой обмотки ротора при заливке пазов алюминием не должна превышать А? = 2,5+ -h3,5 А/мм2 для двигателей закрытого обдуваемого исполнения или А2 = 3,0+4,0 А/мм2 для двигателей защищенного исполнения. Здесь меньАпне значения А2 относятся к двигателям большей мощности.
Размеры короткозамыкающего кольца литой клетки ротора (рис. 5.14) определяются выражениями:
поперечное сечение кольца, мм2,
9кл = (0,35 +'0,45) Z29CT/2p;
(5.84)
высота кольца, мм,
用кл = (1」+ 1,25)也2；
(5.85)
длина кольца
4л9кл/用кл；
(5.86)
средний диаметр кольца, мм,
(5.87)
Овальные полузакрытые и закрытые пазы (рис 5.7, а — 8). Активное сопротивление стержня клетки ротора, Ом, приведенное к расчетной рабочей температуре,
% = Ра1，2*10з/%т，(5.88)
где рд1 ——удельное электрическое сопротивление литой алюминиевой клетки при расчетной рабочей температуре, Ом-м (см. табл.
; Ав,т ——коэффициент, учитывающий вытеснение тока в стержне.
Коэффициент feB,-r представляет собой отношение площади поперечного сечения стержня ^Ст к площади сечения стержня при расчетной глубине проникновения тока 夕二口：
々в,т ~ %丿％再• (5*89)
Расчет коэффициента 々в,т ведется лишь для пускового режима, так как в рабочем режиме частота тока в клетке ротора незначительна И поэтому 9г(п = 9ст и 々в,т=1.
5.16. К определению коэф- [еитов ф, тр и i|)z5.16. К определению коэф- [еитов ф, тр и i|)zРис. 5.15. Стержень овального паза короткозамкнутой обмоткн ротораРис. 5.15. Стержень овального паза короткозамкнутой обмоткн ротора
5.16. К определению коэф- [еитов ф, тр и i|)z
5.16. К определению коэф- [еитов ф, тр и i|)z
Рис. 5.15. Стержень овального паза короткозамкнутой обмоткн ротора
Рис. 5.15. Стержень овального паза короткозамкнутой обмоткн ротора
Глубина проникновения тока в стержень (рис. 5.15), мм,
历,п =也 ст/(1 + 屮)，(5.90)
где ср——коэффициент, определяется по кривым рис. 5.16 в зависимости от значений коэффициента 自 который характеризует степень повышения активного сопротивления клетки ротор а.
При fi = 50 Гц для алюминиевой литой клетки значения & при расчетных температурах 75 и 115 ℃ соответственно равны
自75 = 0,066/ict U丁；占115 = 0,064色т КГ,(5.91)
где s — скольжение.
Ширина стержня на расчетной глубине проникновения тока, мм
-(3#L кп -.(5.92)
Площадь поперечного сечения стержня при расчетной глубине проникновения тока, мм2,
外再=0,393鸣 + [0,5 (% 十 b「“)(生口 一 0,5%)].(5.93)
Активное сопротивление участка коротказамыкающего кольца между двумя соседними стержнями при расчетной рабочей температуре, Ом,
Гкл = 22кл,срРА「1°%%，(5.94)
где pAi принимается по табл. 2.1 для литой алюминиевой клетки, Ом・м.
Активное сопротивление колец, приведенное к току стержня, Ом, г…кл%，(5.95)
где 々др?—коэффициент приведения тока кольца к току стержня: при Z2/2p<6
*nP2-2sin(180op/Z2)；(5.96)
при Z2/2p^6
fenP2 2np/Z2.(5.97)
Коэффициент скоса пазов ротора ^Ск определяется по центральному углу скоса аСк (табл. 5.20), рад, 々ск н 霏* 2ppCK/Z3,(5.98)
в относительных единицах7* — ^2 (Лном^1ном)'в относительных единицах7* — ^2 (Лном^1ном)'「叩 Рек ——скос пазов в долях зубцового деления /2.
в относительных единицах
7* — ^2 (Лном^1ном)'
в относительных единицах
7* — ^2 (Лном^1ном)'
ftCK
%н
&СН
%к
%н
*сн
0 о/ 0,2 0,3 0,4
Для вое деле
Акти
ке статс
1,0
1,0 0,999 0,998 0,995
двигател
^ние стат( вное соп }ра; Ом,
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
ей с 2р= )ра прин эотивлеи
л
0,991 0,986
0,980 0,974
0,967
=2 при СВ имают 々с ие обмот
> =储pi (g
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
юсе пазе
к=1.
ки рото[
.т + 陶；
0,959 0,951
0,941 0,932
0,921
)в ротор
)а, привс
11,5
I 1,6
1 1,7
1 1,8
1,9
а на одн
ценное
0,909
0,897
0,884
0,870
0,856
о зубцо-
< обмот-
(5.99)
Таблица 5.20
(5.100)
(5.101)(5.101)Коэффициент приведения сопротивления обмотки ротора к обмотке статора
(5.101)
(5.101)
^npi = 4 (恤/Z2)(吗々об/^сн)2.
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки ротора обусловлено следующими видами рассеяния: пазовым, лобовым, дифференциальным и рассеянием скоса пазов.
Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния ротора:
овального полузакрытого паза (см. рис. 5,7, а)
% = & + (ЙШ2^Ш2)；(5.102)
овального закрытого паза (см. рис, 5.7, 6, в)
鳩 2 = & + 0,3+(1,12/im2.10W2),(5.103)
где
=』+9产2 (1 —円+ 0,66 - -^-1. (5.104)
-3dli2\ &ст 丿2dn2
Коэффициент 屮，учитывающий уменьшение проводимости пазового рассеяния при вытеснении тока в процессе пуска, определяют по рис. 5.16. Для номинального режима《=1.
Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния
% = 0,%(%/6р)2/做，(5.105)
где 々да—коэффициент дифференциального рассеяния ротора, определяют по рис. 5.17 в зависимости от 窕：
% 匸 22/3-2р.(5.106)
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния короткозамы- кающих колец литой клетки ротора
(5.107)(5.107)2,34л*ср [о 4,7£)кЛ,срZ2 % 片р22小 + 2/кл
(5.107)
(5.107)
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния скоса пазов ротора
'仆=%除/9,5配曲，(5.108)
где k ц,——предварительное значение коэффициента насыщения магнитной цепи, принимают равным 1,2—1,4.
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния обмотки ротора
% =儿П2 + 九Д2 + ^КЛ + %ск・(5, 109)
Индуктивное спротивление рассеяния обмотки ротора. Ом,
/ = 7,9/1 厶左‘ИГЛ(5.Н0)
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки ротора, приведенное к обмотке статора, Ом,'
•，= %>i%2，(5.110а)
где ^npi определяют по (5.101); в относительных единицах
々宀 Х2 (Аном /^1ном}'々宀 Х2 (Аном /^1ном}'(5.111)(5.111)Бутылочные закрытые пазы (см. рис. 5.7, а). Высоту верхней части паза выбирают такой, что вытеснение тока в ней практичес-Бутылочные закрытые пазы (см. рис. 5.7, а). Высоту верхней части паза выбирают такой, что вытеснение тока в ней практичес-ки отсутствует. Активное сопротив-ки отсутствует. Активное сопротив-ление стержня в этой части паза при расчетной рабочей температуре,ление стержня в этой части паза при расчетной рабочей температуре,(5.112)(5.112)rcT,B = PAlZ2-104T,B-Для нижней части стержня (9ст,н) вытеснение тока учитывают только при €>1 [см. (5.91)]. Ак-rcT,B = PAlZ2-104T,B-Для нижней части стержня (9ст,н) вытеснение тока учитывают только при €>1 [см. (5.91)]. Ак-Рис. 5.17. К определению коэффициента 々д2Рис. 5.17. К определению коэффициента 々д2тивное сопротивление этой части стержня, Ом,тивное сопротивление этой части стержня, Ом,Гст,и 一 рA1，2 储,T,h • 1。3/%Т,11,Гст,и 一 рA1，2 储,T,h • 1。3/%Т,11,(5.113)(5.113)где Ав,%н — коэффициент вытеснения тока в нижней части стержня, расчет которого ведется лишь при пуске двигателя; для номинального режима 々в,т,н=1. Коэффициент 々в,т,н рассчитывается так же, как и йв(т для стержня с овальным пазом, при этом расчетную глубину проникновения в нижней части стержня определяют как разность, мм,…= k—四+ 0,5%)，(5.114)где йг,п ——глубина проникновения тока в стержень, рассчитанная по (5.90) с заменой ср на(pz (см. рис. 5.16).В дальнейшем расчете по (5.89), (5.92) и (5.93) величины 々в,т, 9ст и gr,n заменяют соответственно на 々в,т,н, 9ст,н и дг,п,н・ Активное сопротивление короткозамыкающих колец, приведенное к току стержня, определяют по (5.94), (5.95).Активное сопротивление верхней части клетки, приведенное к статору, Ом,где Ав,%н — коэффициент вытеснения тока в нижней части стержня, расчет которого ведется лишь при пуске двигателя; для номинального режима 々в,т,н=1. Коэффициент 々в,т,н рассчитывается так же, как и йв(т для стержня с овальным пазом, при этом расчетную глубину проникновения в нижней части стержня определяют как разность, мм,…= k—四+ 0,5%)，(5.114)где йг,п ——глубина проникновения тока в стержень, рассчитанная по (5.90) с заменой ср на(pz (см. рис. 5.16).В дальнейшем расчете по (5.89), (5.92) и (5.93) величины 々в,т, 9ст и gr,n заменяют соответственно на 々в,т,н, 9ст,н и дг,п,н・ Активное сопротивление короткозамыкающих колец, приведенное к току стержня, определяют по (5.94), (5.95).Активное сопротивление верхней части клетки, приведенное к статору, Ом,「в — *npl「ст,в*「в — *npl「ст,в*(5.115)(5.115)Для определения &npi следует воспользоваться выражением (5.101), но при этом нужно принять 左сн = 1, так как бутылочные пазы на роторе применяются в двигателях с высотой оси вращения /1^=250 мм, у которых скоса пазов не делают.Активное сопротивление нижней части клетки, приведенное к статору, Ом,Для определения &npi следует воспользоваться выражением (5.101), но при этом нужно принять 左сн = 1, так как бутылочные пазы на роторе применяются в двигателях с высотой оси вращения /1^=250 мм, у которых скоса пазов не делают.Активное сопротивление нижней части клетки, приведенное к статору, Ом,G ^пр! ^ст,н"G ^пр! ^ст,н"(5.II6)(5.II6)Активное сопротивление участка короткозамыкающих колец между двумя стержнями, приведенное к току стержня г£, опреде-Активное сопротивление участка короткозамыкающих колец между двумя стержнями, приведенное к току стержня г£, опреде-
々宀 Х2 (Аном /^1ном}'
々宀 Х2 (Аном /^1ном}'
(5.111)
(5.111)
Бутылочные закрытые пазы (см. рис. 5.7, а). Высоту верхней части паза выбирают такой, что вытеснение тока в ней практичес-
Бутылочные закрытые пазы (см. рис. 5.7, а). Высоту верхней части паза выбирают такой, что вытеснение тока в ней практичес-
ки отсутствует. Активное сопротив-
ки отсутствует. Активное сопротив-
ление стержня в этой части паза при расчетной рабочей температуре,
ление стержня в этой части паза при расчетной рабочей температуре,
(5.112)
(5.112)
rcT,B = PAlZ2-104T,B-
Для нижней части стержня (9ст,н) вытеснение тока учитывают только при €>1 [см. (5.91)]. Ак-
rcT,B = PAlZ2-104T,B-
Для нижней части стержня (9ст,н) вытеснение тока учитывают только при €>1 [см. (5.91)]. Ак-
Рис. 5.17. К определению коэффициента 々д2
Рис. 5.17. К определению коэффициента 々д2
тивное сопротивление этой части стержня, Ом,
тивное сопротивление этой части стержня, Ом,
Гст,и 一 рA1，2 储,T,h • 1。3/%Т,11,
Гст,и 一 рA1，2 储,T,h • 1。3/%Т,11,
(5.113)
(5.113)
где Ав,%н — коэффициент вытеснения тока в нижней части стержня, расчет которого ведется лишь при пуске двигателя; для номинального режима 々в,т,н=1. Коэффициент 々в,т,н рассчитывается так же, как и йв(т для стержня с овальным пазом, при этом расчетную глубину проникновения в нижней части стержня определяют как разность, мм,
…= k—四+ 0,5%)，(5.114)
где йг,п ——глубина проникновения тока в стержень, рассчитанная по (5.90) с заменой ср на(pz (см. рис. 5.16).
В дальнейшем расчете по (5.89), (5.92) и (5.93) величины 々в,т, 9ст и gr,n заменяют соответственно на 々в,т,н, 9ст,н и дг,п,н・ Активное сопротивление короткозамыкающих колец, приведенное к току стержня, определяют по (5.94), (5.95).
Активное сопротивление верхней части клетки, приведенное к статору, Ом,
где Ав,%н — коэффициент вытеснения тока в нижней части стержня, расчет которого ведется лишь при пуске двигателя; для номинального режима 々в,т,н=1. Коэффициент 々в,т,н рассчитывается так же, как и йв(т для стержня с овальным пазом, при этом расчетную глубину проникновения в нижней части стержня определяют как разность, мм,
…= k—四+ 0,5%)，(5.114)
где йг,п ——глубина проникновения тока в стержень, рассчитанная по (5.90) с заменой ср на(pz (см. рис. 5.16).
В дальнейшем расчете по (5.89), (5.92) и (5.93) величины 々в,т, 9ст и gr,n заменяют соответственно на 々в,т,н, 9ст,н и дг,п,н・ Активное сопротивление короткозамыкающих колец, приведенное к току стержня, определяют по (5.94), (5.95).
Активное сопротивление верхней части клетки, приведенное к статору, Ом,
「в — *npl「ст,в*
「в — *npl「ст,в*
(5.115)
(5.115)
Для определения &npi следует воспользоваться выражением (5.101), но при этом нужно принять 左сн = 1, так как бутылочные пазы на роторе применяются в двигателях с высотой оси вращения /1^=250 мм, у которых скоса пазов не делают.
Активное сопротивление нижней части клетки, приведенное к статору, Ом,
Для определения &npi следует воспользоваться выражением (5.101), но при этом нужно принять 左сн = 1, так как бутылочные пазы на роторе применяются в двигателях с высотой оси вращения /1^=250 мм, у которых скоса пазов не делают.
Активное сопротивление нижней части клетки, приведенное к статору, Ом,
G ^пр! ^ст,н"
G ^пр! ^ст,н"
(5.II6)
(5.II6)
Активное сопротивление участка короткозамыкающих колец между двумя стержнями, приведенное к току стержня г£, опреде-
Активное сопротивление участка короткозамыкающих колец между двумя стержнями, приведенное к току стержня г£, опреде-
ляют по (5.94) и (5.95), а затем это сопротивление приводят к статору:
(5.117)
Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния нижней части клетки (см. рис. 5.7, 0)
34П2\図СТ,Н /2dli2 J2力！Х2
(5.118)
где 炉一коэффициент, характеризующий уменьшение проводимости пазового рассеяния нижней части клетки вследствие явления нытеснения тока. Значение 屮‘ определяют по рис. 5.16, при этом 3 рассчитывают по (5.91) для всей высоты стержня, при 自》1 коэффициент а|/ = 1.
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния взаимной индукции нижней и верхней частей стержня (см. рис. 5.7, д)
必,в = '2^：哑・ + 1,09+ 1,12 崙 咽 (5.119)
где /2 ——суммарный ток нижней и верхней частей стержня, А.
Ток /2 с некоторым приближением можно рассчитать по (5.82).
Коэффициент проводимости дифференциального рассеяния ХД2 определяют по (5.105), а коэффициент магнитной проводимости рассеяния короткозамыкающих колец Хкл ——по (5.107). Коэффициент проводимости магнитного рассеяния общей цепи ротора
% =+ % +(5.120)
Индуктивное сопротивление рассеяния нижней части клетки, приведенное к статору, Ом,
% = %%他，(5.121)
где А；н——приведенный коэффициент проводимости рассеяния нижней части клетки:
九 2н = %н 闿 61 ‘2Z?.(5.122)
Индуктивное сопротивление рассеяния общей цепи ротора, приведенное к статору, Ом,
К = %//%,(5.123)
где
曝=%唸 44/1自■(5.124)
Результирующее сопротивление обмотки ротора, приведенное к статору, определяется в соответствии со схемой замещения ротора с бутылочными пазами (рис. 5.18).
Результирующее активное сопротивление обмотки ротора, Ом,
%+(5.125>
При s= 1 активное сопротивление нижней части стержня『н = 8 н поэтому
Рис. 5.18. Схема замещения обмотки ротора с бутылочными пазамиРис. 5.18. Схема замещения обмотки ротора с бутылочными пазами4 = 4 + г；(5.125а)、
Рис. 5.18. Схема замещения обмотки ротора с бутылочными пазами
Рис. 5.18. Схема замещения обмотки ротора с бутылочными пазами
Результирующее индуктивное сопротивление рассеяния, Ом,
(h У，(5.126>
Втн 十、П2В /
где 5П2н и S口2в определяют соответственно по (5.36) и (5.38).
5・6・ ОБМОТКА ФАЗНОГО РОТОРА
Асинхронные двигатели серии 4А с фазным ротором изготавливают с высотами оси вращения 用=160+355 мм и числом полюсов 2P = 4+12. Обмотка ротора такого двигателя трехфазная, соединенная в звезду с числом параллельных ветвей @i = i.
В двигателях с h= 1604-200 мм обмотка фазного ротора двухслойная петлевая с мягкими катушками. Пазы на роторе этих двигателей полузакрытые трапецеидальные (рис. 5.19, а). В двигателях с /1 = 2254-355 мм обмотка фазного ротора двухслойная волновая из медных изолированных стержней прямоугольного сечения. Пазы ротора этих двигателей полузакрытые прямоугольные (рис. 5.19, б).
Высоту спинки ротора Zic2 определяют по (5.27), принимая индукцию 方с2 по табл. 5.21, а затем находят ^высоту зубца hz2 по (5.26).
Наименьшую (расчетную) ширину зубца ротора определяют по (5.24), принимая индукцию 瓦2m■% по табл. 5.21, а ширину паза, мм,
,ЬП2 = “2 — ^z2fnin »
где % = л(£)2—2修)/Z?.
.Таблица 5.21
й, мм
2р
Рекомендуемые значения магнитной индукции, Тл, в двигателях с фазным ротором прн нсполненнн по способу защиты IP44
^zitnax
вС2
160—355
4
6, 8, 10,
12
1,60—1,90
1,60—1,90
1,25—1,35 0,5-0,7
Примечание. Для двигателей исполнения IP23 значения магнитной нндукцнн следует увеличить на 10 %♦
90
При трапецеидальных полузакрытых пазах ширина шлица &ш2 = 3,7 мм, а его высота ЛШ2= 1,0 мм; при прямоугольных полузакрытых Пазах 力m2 = 1,5 мм, а %т2 = 0,6 мм.
Конструкция системы изоляции обмоток с фазным ротором представлена в табл. 5.22 и 5.23.
Рис. 5.19. Пазы фазного ротораРис. 5.19. Пазы фазного ротораДля выбора числа пазов на полюс и фазу % обмотки фазного ротора асинхронных двигателей с 用=160+355 мм можно воспользоваться табл. 5.24, составленной для принятых в соответствии с рекомендациями табл. 5.8 чисел пазов статора Z，
Рис. 5.19. Пазы фазного ротора
Рис. 5.19. Пазы фазного ротора
Число витков в обмотке фазы ротора ・ 吗= 2р%.(5.127)
На рис. 5.20, а показана развернутая схема одной фазы двухслойной волновой обмотки ротора. Обмотка состоит из двух ветвей, соединенных последовательно перемыч
ками. Всего таких перемычек в трехфазной обмотке три: I—II: III—IV и V—VI. Возможна схема обмотки и без указанных перемычек (рис. 5.20,6). Достигается это тем, что- в пазах 2, 14 и 26 вместо двух стержней расположено по одному «косому» стержню (рис. 5.20, в). Паз с «косым» стержнем должен быть сдвинут относительно паза с начальным стержнем этой обмотки на Pk=(2Z“ /Зр)——1 паз в обратном направлении хода обмотки, в данном случае ^к=11. Концы фаз, соединяемых в нулевую точку, расположены со стороны, противоположной контактным кольцам. При 吸， равном целому числу, шаг обмотки диаметральный, он равен
乡2 = 4/2",(5.128)
а шаг в конце обхода по окружности ротора, укороченный на один паз,
血=(ZJ2p)—l.(5.129)
При дробном 02, налример 4,5 или 3,5, обмотку выполняют с чередующимися шагами: одна секция имеет шаг (со стороны контактных колец)
员=他/2p)_0,5,(5.130)
а следующая за ней секция имеет шаг (со стороны, противоположной контактным кольцам)
齿=(Zz/2p)十 0,5.(5.131)
Таким образом, две следующие друг за другом секции обмотки имеют суммарный шаг, равный двойному полюсному делению:
齿+ g； = 2Z2/2p = 2t. 、(5.132)
В конце обхода каждой фазы последнюю секцию делают с шагом, укороченным на один паз. Выполненная таким образом обмотка является обмоткой с укороченным шагом. Относительный шаг В，коэффициенты распределения &р2, укорочения &у2 и обмоточный 々об2 для рассмотренной, обмотки определяют так же, как и для двухслойной обмотки статора (см. § 5.3). Значения обмоточного коэффициента для рекомендованных значений Z? приведены в табл. 5.24.
Напряжение на контактных кольцах двигателя, В,
Z7k(k = /3£2<1200,(5ДЗЗ)
где G — ЭДС одной фазы обмотки ротора, В:
£ = а [岛62 侬2/储61 侬 1] •(5.134)
Значения 々е принимают от 0,94 до 0,98, при этом большие значения коэффициента соответствуют меньшему числу полюсов 2р.
Площадь поперечного сечения стержня обмотки ротора, мм2.*
Ц « о
Нанменоваиие
Материал
Число слоев
Нанменованне, марка
Толщина, мм
1
Коробка пазовая
Пленколакослюдопласт
0,4
1
ГИП-ЛСП-ПЛ
Стеклолакоткань
ЛСК-155/180*
0,15
1
2
Прокладка междуслойная
Пленколакослюдопласт
ГИП-ЛСП-ПЛ
0,4
1
—■
Прокладка междуфазо- вая в лобовых частях
То же
0,4
1
3
Клин пазовый
Стеклотекстолит СТЭФ-1
Изоляция внутримашнн-
Трубкаизоляционная
—
ных соединений и выводных концов
ТКСП или ТКР
Бандаж лобовых частей
Стеклолента бандажная
ЛСБ-Г
0,2
—
Пропитка
Лак ПЭ-993
—
—
Покрытие лобовых частей
Эмаль ЭП-91
Таблица 5.22. Конструкция системы изоляции и элементов крепления всыпной обмотки фазного ротора двигателей с /г= 160+200 мм (класс нагревостойкости F)
Только для двигателей с й=200 мм.
9cT2 = IЛ
(5.135>(5.135>где，2 — плотность тока в обмотке фазного ротора, А/мм".
(5.135>
(5.135>
а;а;// /"// /"I foI fonwnnwnнжннжн疋疋匸匸—I 2 н—I 2 н**huh 5nhhhuh 5nhhНН ООННН ООН「u№「u№驻驻// / ^ // / ^ ж—Jж—Jннп^ инрхннп^ инрхккVMTH 窃 нVMTH 窃 нп^пп^пРис. 5.20. Развернутые схемы двухслойных волновых обмоток фазного ротора (Z2=36, 2P=4,夕2=3, а=1):Рис. 5.20. Развернутые схемы двухслойных волновых обмоток фазного ротора (Z2=36, 2P=4,夕2=3, а=1):Ток /2 определяют по (5.81), принимая /п2=/п1 = 3. Для двигателей с исполнением по степени защиты IP44 и способом охлаждения IC0141 Д2 = 4,54-5,5 А/мм?, а для двигателей с исполнением по-
а;
а;
// /"
// /"
I fo
I fo
nwn
nwn
нжн
нжн
疋
疋
匸
匸
—I 2 н
—I 2 н
*
*
huh 5nhh
huh 5nhh
НН ООН
НН ООН
「u№
「u№
驻
驻
// / ^
// / ^
ж—J
ж—J
ннп^ инрх
ннп^ инрх
к
к
VMTH 窃 н
VMTH 窃 н
п^п
п^п
Рис. 5.20. Развернутые схемы двухслойных волновых обмоток фазного ротора (Z2=36, 2P=4,夕2=3, а=1):
Рис. 5.20. Развернутые схемы двухслойных волновых обмоток фазного ротора (Z2=36, 2P=4,夕2=3, а=1):
а — схема с соеднинтельнымн перемычками между ветвями обмотки; б — схема без соеди* нительиых перемычек с косыми стержнями; в — расположение косого стержня в пазу
степени защиты IP23 и способом охлаждения IC01 указанные выше значения следует увеличить на 20 %.
По рассчитанному значению поперечного сечения стержня дСт2 выбирают проводник стандартного прямоугольного сечения с размерами а и & (см. табл. П.1.2). Затем выполняют чертеж паза и составляют его спецификацию, руководствуясь табл. 5.22 и 5.23. При определении размеров паза ротора необходимо контролировать, магнитные индукции в спинке ротора &2 и в расчетном сечении
(5.138)4,к = 750+(5.139)(5.138)4,к = 750+(5.139)
(5.138)
4,к = 750+
(5.139)
(5.138)
4,к = 750+
(5.139)
зубца Bz2max, которые не должны превышать допустимых значений (см. табл. 5.21).
Средняя ширина катушки обмотки фазного ротора, мм,
6с,ср = ZpBzcp，(5」36)
где f2cp — среднее зубцовое деление ротора, мм:
/p = ^(2-%)/Z2；(5.137)
g2cp — средний шаг обмотки ротора, выражается числом пазов:
%р = °，5 仞十冉.(5.137а)
聽
cSS
Наименование
Материал
Число слоев
Наименование, марка
Толщина. мм
«*■
Колобка пазовая
Пленкостеклоткань Г-ТП-2ПХ-ПЭ-942 *
Стеклолакоткань
ЛСП-130/155 **
0,17
0,15
I
1
2
Изоляция пазовой части стержня
Плеикосинтофолий
ПСФ-Ф*
Лентаслюдинитовая
ЛСЭП-934-ТПл ♦♦
0,15
0,13
3%
6
Изоляция лобовой части стержня
Лента стеклослюдопластовая ЛИФ-ПЭ-934-ТП *
Лентаслюдинитовая
ЛСЭП-934-ТПл **
Лента стеклянная ЛЭС
0,13
0,13
0,1
1 (впол- нахлес- та) 》
»
3
Прокладка
Стеклотекстолит СТЭФ-1
0,5
1
4
Клин пазовый
То же
—
Прокладкамежду-
слоййая в лобовых час-
Стеклослюдопласт
ГИП-Т-ЛСП
0,45
2
тях
Лента стеклянная ЛЭС
0,2
2
Байд аж лобовых частей
Стеклолеита бандажная
ЛСБ-Г
0,2
Пропитка
Лак ПЭ-993 *
Лак КО-964и **
Покрытиелобовых
частей
Эмаль ЭП-91
—
--
Таблица 5.23. Конструкция системы изоляции и элементы крепления стержневой обмоткн фазного ротора двигателей с /г=225+355 мм (класс нагревостойкостн F)
Для двигателей с й—225-г250 мм.
Для двигателей с Л—280-г355 мм.
Таблица 5.24
Л, мм
2р
之2
内
勿
Й0б2
160—200
36
0,902
54
0,902
48
0,903
225
4
66
5,5
17; 16
0,954
6
81
4,5
14; 13
0,954
8
84
3,5
11; 10
0,955
250
4
72
18
0,956
6
81
4,5
14; 13
0,954
8
84
3,5
11; Ю
0,955
280—355
4
72
18
0,956
6
81
4,5
14; 13
0,954
8
84
3,5
11; Ю
0,955
10
120
12
0,958
12
108
9
0,960
Средняя длина лобовой части катушки, мм, %2二一 如К ——+忆+ 7,
Г 1 —[(力1Г2 十 3,5)〃2Ср]2
где Сл = 50 мм при С^кк<750 В и Сл = 70 мм при + 1200 В.
Средняя длина витка обмотки ротора, мм, 4ср = 2 & 十 ^Л2)*
Вылет лобовой части обмотки ротора, мм,
■/2В = ^^ ■ 仇2 十 Сва)〃2ср+殳 + Св2, (5.140)
2 К1 - [(6П2 + СВ2)//2Ср]22
где Св2 = 3,5 и С；2 = 25 при %<750 В; Св2 = 5 и С% =35 при
t/K = 750-М200 В.“
Далее определяем параметры фазного ротора [1].
Активное сопротивление одной фазы обмотки ротора при расчетной рабочей температуре, Ом,
Г2 = Рс/ср2 吗・1°3/%т2，(5」41)
где реи, Ом-м, принимается по табл. 2.1.
Активное сопротивление обмотки фазы ротора, приведенное к статору, Ом,'
，二砧1〃2，(5.142)
где йпр1ф ——коэффициент приведения фазной обмотки ротора:
々npi小 н (侬I 々061/侬2 々Оба)*.(5.143)
Активное сопротивление фазы обмотки ротора в относительных единицах
4 = г；(/1н°м/4н°м)・(5.144)
Коэффициент магнитного рассеяния паза фазного ротора определяют по формуле, аналогичной (5.70), в которой размеры, соответствующие рис. 5.12,6, заменены размерами (рис. 5.21):
%12 =——麻-
^^П2\ 6口2^П2 十 2дШ2 ^Ш2 丿4bli2
Коэффициент проводимости дифференциального рассеяния
% = °，％ (% 脸J? % %Ф/3%(5.145а)
где 々m2 ——коэффициент, учитывающий влияние шлица паза ротора на проводимость дифференциального рассеяния:
3 1 - 0,033%2你;3 1 - 0,033%2你;(5.146)(5.146)
3 1 - 0,033%2你;
3 1 - 0,033%2你;
(5.146)
(5.146)
左д2ф ——коэффициент дифференциального рассеяния фазного ротора, определяется в зависимости от д?：
% з33,544,555,56
ЛД2ф 0,01110,00790,00620,00510,00430,00360,0030
“Коэффициент проводимости рассеяния лобо-
т вых частей обмотки фазного ротора
Ч2 = 0,34 筝(/Л2 - о,64рт).(5.147)
Коэффициент проводимости рассеяния обмотки фазного ротора
九 2 = %i2 + %2 + 储12*(5.147а)
Индуктивное сопротивление обмотки фазного ротора, Ом,
1,58fi /2 W吟 108Индуктивное сопротивление ротора, приведен-ное к статору, Ом,
%2 —々цр1ф %2；(5.149)
в относительных единицах
X?* =尤 2(/1ном/〃1лом)・(5.150)
Рис. 5.21. Размеры прямоугольного паза фазного ротора со стержнями обмотки
РАСЧЕТ МАГНИТНОЙ ЦЕПИ
Расчет магнитной цепи асинхронного двигателя проводится в целях определения МДС и намагничивающего тока статора, необходимых для создания в двигателе требуемого магнитного потока. Магнитная система двигателя представляет собой разветвленную симметричную магнитную цепь, содержащую 2P полюсов. Поэто
до°до°му расчет магнитной цепи ведется по ее расчетному участку, содержащему одну пару полюсов. На рис. 5.22 представлен расчетный участок магнитной цепи четырехполюсной машины, который
до°
до°
Рис. 5.22. Расчетная часть магнитной цепи четырехполюсного асинхронного двигателя
состоит из пяти последовательно соединенных участков: воздушного зазора 6, зубцовых слоев статора hz\ и ротора /iz2, спинки статора Lei и спинки ротора 厶2・ Поэтому МДС обмотки статора на пару полюсов 2F определяется как сумма магнитных напряжений всех перечисленных участков магнитной цепи: воздушного зазора 尸6, зубцов статора 户方 и ротора F^, спинки статора Fci и спинки ротора 久2, а:
W 尸=2/ + 2 尸 + 2.2 + 尸 & + Fc2.(5.151)
Воздушный зазор. Магнитное напряжение воздушного зазора, А,
尸6 = 0,8纥 6耳• ЮГ(5.152)
где 瓦一коэффициент воздушного зазора по (5.74); Вб—уточненное значение магнитной индукции, Тл, по (5.57).
Зубцовый слой статора. При трапецеидальных полузакрытых пазах статора (рис. 5.6, а) магнитная индукция в зубце одинакова по высоте зубца, Тл:
% =(5.153)
Если B2i^ 1,8 Тл, то напряженность магнитного поля в зубце 〃21 определяют по таблицам намагничивания для зубцов (см. приложение П.2) в зависимости от принятой марки электротехнической стали (см. табл. 5.6). Если же B2i> 1,8Тл, то 〃zi определяют по кривым намагничивания для зубцов в зависимости от марки стали (рис. П.2.1 и П.2.2) и коэффициента йщ, учитывающего ответвление части магнитного потока в паз статора,
瓦л = ^i(i/3)/^zi ^ср(5.154)
где /1(1/з)—зубцовое деление статора на высоте % зубца статора, считая от наиболее узкой его части, мм:
%1/3)Н几(2+%%)/4.(5.155)
7—78297
Магнитное напряжение зубцового слоя статора, А, FA = HAha-\^. (5.156)
При прямоугольных полуоткрытых и открытых пазах статора (рис. 5.6, бив) магнитная индукция в минимальном сечении зубца &21 равна, Тл,
纥1mах =4 匕/电［ьг1min' (5,157)
При Bzimax^^^ Тл напряженность поля Я21 определяют по таблицам намагничивания для зубцов (см. приложение П.2) по магнитной индукции в сечении зубца на высоте !/з наиболее узкой его части, Тл,
Bzl(l/3)=当力 ％1 力21(1/3)，
(5.158)
где &г1(1/з)—ширина зубца в расчетном сечении:
%(1/з)=［冗(Di + 2/з%)/4］ —
(5.159)
При Bzt>l,8 Тл напряженность поля определяют в
трех попе-
речных сечениях зубца: минимальном, шириной bzimin (>nu), мак-
симальном
%s =友一%
(5.160)
и среднем
(5.161)
力 мер = °，5 (%max + ^zlmin)*
产 Максимальное зубцовое деление, мм,
(5.162)
Магнитная индукция в максимальном и среднем сечениях зуб-
ца, Тл,
В zlmin = В//电 1 纟is；
(5.163)
%ср = 4 匕网 ％ср '
(5.164)
Затем по кривым намагничивания для зубцов (см. i
приложение
П.2) определяют напряженность поля Hzimax, Hzicp и
Hzlmin, ПрИ
этом расчет коэффициентов, учитывающих ответвление потока в паз, ведут ло формулам:
магнитного
ДЛЯ Bzimax
^nlmaxh/bzimin 瓦I；
(5.165)
ДЛЯ Bzlmin
^nlmin =匕偿IS %；
(5.166)
ДЛЯ Bzicp
%Дср =。，5 (々gnaH + ^nlmin)'
(5.167)
Если же значения магнитной индукции в расчетных сечениях зубца мало отличаются от 1,8 Тл или же меньше 1,8 Тл, то соответствующее значение напряженности поля определяют по табли-
цам намагничивания для зубцов без расчета коэффициентов, учитывающих ответвление магнитного потока в паз.
Расчетное значение напряженности поля в зубце статора, А/м,
% =(Hzlmax + 4HzicР + Нг1та^.(5.168)
Магнитное напряжение зубцового слоя статора определяют по (5.156).
Зубцовый слой ротора. При овальных полузакрытых и закрытых пазах ротора (см. рис. 5.7, а, б) зубцы имеют параллельные стенки и магнитная индукция в зубце, Тл,
% =/夕% 県(5.169)
При 8z2&1,8 Тл напряженность поля в зубце Н^ определяют по таблицам намагничивания для зубцов (см. приложение П.2). При BZ2> 1,8 Тл напряженность поля Hz2 определяют по кривым намагничивания для зубцов, при этом коэффициент, учитывающий ответвление части магнитного потока в паз,
々П2 = ^2(1/3)/^с2 ^z2»(5.170)
где
加из)=兀色-%也2)色.(5.171)
Магнитное напряжение зубцового слоя ротора при овальных пазах, А,
&2 二"z式亀2 — 0,441dl0-3,(5.172)
где 九一диаметр малой окружности по рис. 5.7, а и б, мм.
Если пазы ротора бутылочные закрытые (см. рис. 5.7,а), то магнитная индукция в среднем сечении зубца верхней части паза &2в равна
В zzb = В § t?lh&2bz2в,(5.173)
где
^一恥.(5.174)
Напряженность поля Hz2b определяют по кривым намагничивания для зубцов (см. приложение П.2).
Магнитное напряжение верхней части зубца, А,
&2в = %в%в10т,(5.175)
где
L次=瓦+底2.(5.176)
Магнитная индукция в нижней части бутылочного паза определяется по (5.173) с заменой й^в на Ь^ мм:
622H = (WZJ (4 — Ч2- 2厉-宮2)— 4,(5.177)
Если 5Z2h^ 1,8 Тл, то напряженность поля определяют по таблицам намагничивания для зубцов (см. приложение П.2).
Магнитное напряжение нижней части зубца, А,
A2H = 〃z2H 厶2H • 10—3,(5.178)
где
以=卷+ 0，5綜+陶.(5.179)
Магнитное напряжение зубцового слоя ротора при бутылочном пазе, А,
尸 Z2 =尸 z2b + Fz2h・.(5.180)
Если 8z2H>1，8Тл, то 〃z2H определяют по кривым намагничивания для зубцов (см. приложение П.2).
При этом коэффициент
瓦2(1/2) = ^2н(1/2)/Йс2 Ь22н»(5.181)
где /гн(1/2)— шаг по нижней части паза на высоте 7г от нижней части зубца (см. рис. 5.7,г), мм:
力2H(1/2)= (rc/Z2) (D2 — ^hz2 + 用 2)・(5.182)
При прямоугольных полузакрытых пазах (рис. 5.19,6) магнитная индукция в наиболее узком месте зубца, Тл,
В[2тах = Вб%/^с2bz2mg(5.183)
При 8z2ma#&l,8 Тл напряженность поля HZ2 определяют по магнитной индукции на 7з высоты зубца, считая от его наиболее узкого места, Тл:
产8z2(1/3) =86，2历22(1/3)々e2，(5.184)
где 力z2(i/3)J ширина зубца в расчетном сечении, мм:
6z2(i/3)= rc/Z2 [D2 — (4/3)/iz2】—匕口2・(5.185)
Напряженность поля определяют по таблицам намагничивания для зубцов (см. приложение П.2).
Магнитное напряжение зубцового слоя ротора, А,
&2 = "z2"z2・10—3.(5.186)
Если же 8z2ma#>l,8 Тл, то напряженность поля находят в трех расчетных сечениях зубца — минимальном, среднем и максимальном, а затем определяют расчетное значение напряженности поля в зубце ротора, А/м,
"z2 =(忆2max + 4%cp + %mz・//6・(5.187)
Порядок определения слагаемых выражения (5.187) аналогичен расчету 〃zi при Bzimax>i,8 Тл для прямоугольных пазов статора с учетом рис. 5.19,6.
Используя полученные значения МДС воздушного зазора 尸6 и зубцовых слоев статора 尸zi и ротора 尸班 определяют коэффициент магнитного насыщения зубцов двигателя
&z = (&+Fzi + &2)/K*(5.2 8)
Спинка статора. Магнитная индукция в спинке статора, Тл, 统1 -0,5电工统(5.189)
Напряженность магнитного поля Нс{ определяют следующим образом [1]: при 2р》4, а также при 2P = 2 и 8cWl,4 Тл для определения "ci пользуются таблицами намагничивания для спинки машин переменного тока； при 2P = 2 и 8仃＞1,4 Тл для определения "ci пользуются основными таблицами намагничивания (см. приложение П.2), при этом расчетное значение Bci по (5.189) уменьшают на 0,4 Тл.
Магнитное напряжение спинки статора, А.
尸 С1 = 〃С1 厶1・1°7,(5.190)
где Lei ——длина средней силовой линии в спинке статора, мм:
厶 С1 = (п/2р) (Ан —饱 1).(5.191)
Спинка ротора. Магнитную индукцию в спинке ротора ВС2 определяют по (5.189) с заменой hc\ на 瓦2 и 々门 на ^С2. Напряженность поля 〃с2 определяют следующим образом: при 2P=2 ——по основным таблицам намагничивания соответствующей марки электротехнической стали, а при 2PA4 ——по таблицам намагничивания для спинки сердечника машин переменного тока (см. приложение П.2).
Магнитное напряжение спинки ротора, А,
凡2 = 〃С2 几2・10—(5.192) где Ас2 ——длина средней силовой линии в спинке ротора, мм:
L©2 【(n/2p) (Q — 2忆■儿2)1 十(5.193)
При наличии в сердечнике ротора аксиальных вентиляционных каналов диаметром d^ длину средней силовой линии принимают равной, мм,
厶;2 = %+1，3%.(5.194)
Намагничивающий ток. Коэффициент насыщения магнитной цепи двигателя
& = £尸/2 尺，(5.195)
где £尸一МДС на пару полюсов, А (5.151).
Намагничивающий ток, А,
/“ = pW 尸/0,9团1 叫々061；(5.196)
в процентах номинального тока
./“％ = % • ЮО/Аном.(5.197)
Коэффициент магнитного рассеяния обмотки статора
^ц = ^i/^rn'f(5.198)
здесь 尤1 ——индуктивное сопротивление рассеяния фазы обмотки статора (5.79); хт — главное индуктивное сопротивление обмотки статора, соответствующее основной гармонике, Ом: •
”施 U〃“，(5.199)
или в относительных единицах
%m* =%m/lHOM/Ul.(5.200)
Если 月у.》1,7 и при этом。牍20,05, то определяют ЭДС холостого хода, В,
耳= 4/(1+(jQ.45.201)
Если отличие f0 от E=^eUi превышает 5 %, то расчет магнитной цепи следует повторить при значении магнитной индукции в зазоре Вб, измененной пропорционально отношению Е^Е.
Глава шестая
РАСЧЕТ ХАРАКТЕРИСТИК
И УПРОЩЕННЫЙ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
ПОТЕРИ И КПД АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
В процессе преобразования энергии в электрической машине возникают потери мощности, т. е. часть мощности, поступающей в машину, рассеивается в ней, преобразуясь в теплоту. По этой причине мощность на выходе машины Р? меньше подводимой мощности р на потери
'Р? = Р1 — ЕР.
Потери в электрической машине разделяются на основные и добавочные.
Основные потери ——это потери, связанные с основными электромагнитными и механическими процессами, происходящими в электрической машине. Основные потери разделяются на магнитные, электрические и механические.
Основные магнитные потери в асинхронном двигателе ——это потери в ферромагнитных участках магнитной цепи в процессе их перемагничивания основным магнитным потоком. Эти потери складываются из потерь на гистерезис и потерь на вихревые токи в спинке и зубцовом слое сердечника статора. Основные магнитные потери в сердечнике ротора в практических расчетах не учитываются из-за их малого значения, обусловленного малой частотой перемагничивания ротора 力=厶邑 где s ——скольжение. В режиме номинальной нагрузки асинхронных двигателей общего назначения скольжение $ном = 1 + 6%, что соответствует частоте перемагничивания сердечника ротора % = 0,5 + 3 Гц.
Основные магнитные потери в спинке статора, Вт,
儿ё = ^片,。側伉/50)8%%；(6.1)
основные магнитные потери в зубцовом слое статора, Вт,
=(6.2)
где 左м,т=1,7 — технологический коэффициент, учитывающий увеличение магнитных потерь из-за наличия в сердечнике статора дефектов, возникающих при штамповке листов, их сборке и последующей обработке пакетов (наклепы по краям пластин, заусенцы и т. п.); В ——показатель степени, зависящий от марки стали; Pi,%。—— удельные магнитные потери, т. е. потери, происходящие в 1 кг стали при перемагничивании с частотой 50 Гц в магнитном поле с индукцией 1,0 Тл. Ниже приведены значения показателя степени В и удельных потерь Рьа/5о для некоторых марок электротехнической стали:
5 5 4 35 5 4 34,0/50, В т/кг4,0/50, В т/кг2,50 2,61,75 1,602,50 2,61,75 1,60Марка стали
5 5 4 3
5 5 4 3
4,0/50, В т/кг
4,0/50, В т/кг
2,50 2,6
1,75 1,60
2,50 2,6
1,75 1,60
2013
2211
2312
2411
Магнитные индукции в спинке статора Bci и в зубцовом слое статора Bzi принимаются из расчета магнитной цепи. При этом если зубцы статора имеют параллельные стенки, то Bzi=Bzi(i/3).
Расчетные массы стали, кг, спинки статора Gci и зубцового слоя Gzi определяются по формулам
% = 7,8 -10-4,紘色工 л (% - Лс1);(6.3)
G2i = 7,8 -10-4,色 I % 冗 Pi + 瓦 i) - Sm ZJ(6.4)
где Sni — площадь паза, мм2 (5.19).
При частоте переменного тока fi = 50 Гц формулы для расчета основных магнитных потерь в спинке и в зубцовом слое статора, Вт, имеют вид
^М,С1 = ^м,т^1,0/50 % Gel；(6・5)
匕21 =月м,т Л,0/50 瑞 Gz「(6.6)
Основные магнитные потери в асинхронном двигателе, Вт, РМ~РМ,с1 + Р MZ1-(6.7)
Основные электрические потери — это потери на нагрев обмоток статора и ротора проходящими по этим обмоткам токами. Основные электрические потери в обмотке статора, Вт,
'% =仆 4 厶；(6.8)
основные электрические потери в обмотке ротора, Вт, 生2=加2团2=加1%，.(63)
где，i и г； — активные сопротивления фазных обмоток статора и ротора, приведенные к расчетной рабочей температуре, соответст-
вующей классу нагревостойкости системы изоляции, примененной в двигателе, Ом.
Для расчета электрических потерь в обмотке ротора можно также воспользоваться выражением, Вт,
Рз2 =，Рзм,(6.10)
где Рзм — электромагнитная мощность асинхронного двигателя, Вт:
Ам = А — Рм —(6.11)
Pi —— мощность, подводимая к двигателю из сети, Вт:
尸工=% 厶 ^IHOM COS (pl.(6.12)
В двигателях с фазным ротором имеют место еще и электрические потери в переходном щеточном контакте фазного ротора, Вт:
Р3 皿=3厶a1/口J2,(6.12а)
где At/щ — переходное падение напряжения на пару щеток, В (см. табл. 2.3).
Основные механические потери в асинхронном двигателе ——это потери на трение в подшипниках и на вентиляцию; для асинхронных двигателей со степенью защиты IP44 и способом охлаждения IC0141 их можно определить по формуле
々Т (入 ЮТ)? ()н「0—2)4,(6.13)
где
s3= 1,3(1 —О1Н-Ю-3) при 2P = 2; I
*月т = 1 при 2р > 2.J( •)
Основные механические потери двигателей со степенью защиты IP23 и способом охлаждения IC01 без радиальных вентиляционных каналов с вентиляционными лопатками на короткозамыка- ющих кольцах
Рмех =无т (勺• 10—3)2(0]. 10—3)4. 103(6.15)
Значение коэффициента 々т принимается в зависимости от внутреннего диаметра сердечника статора D^ для двигателей с 2р = 2 &т=6 при Z)i>250 мм и 月т = 5 при £>1^250 мм; для двигателей с 2P>2 月丁 = 7 при £)1>250 мм и 月т = 6 при £>1^250 мм.
В асинхронных двигателях с фазным ротором механические потери обусловлены еще и трением щеток о контактные кольца, Вт,
Рмех.щ ― ^т,щ ^щ *^щ ук,к' Ю~6,(6.16)
где A,m——коэффициент трения щеток： ^т,щ=0Л5-?0,17; 尸叫 —— давление щеток, Па, принимают по табл. 2.2 в зависимости от марки щеток; £щ — общая площадь контактной поверхности всех щеток, мм2:
5Щ = 3/2/Дщ；(6.17)
/2 ——ток ротора, определяется по (5.81); Лщ — допустимая плотность тока, А/мм2, определяется по табл. 2.2; иЮк—окружная скорость контактных колец, м/с:
%к =冗d%K%・ 10-3/60；(6.18)
dK/K —— диаметр контактного кольца, предварительно можно принять dR,H= (0,40-?0,45)f>i, мм.
Значение окружной скорости контактных колец, рассчитанное по (6.18), не должно превышать допустимого значения по табл. 22
Добавочные потери — это потери, возникающие из-за высших гармоник МДС обмоток, потока рассеяния обмоток, пульсации магнитного поля в воздушном зазоре, вытеснения тока в проводниках и других неосновных электромагнитных процессов в электрической машине. Добавочные потери асинхронных двигателей в соответствии с ГОСТ 11828-75 принимают равными 0,5 % потребляемой двигателем мощности Р\ в номинальном режиме, Вт,
^доб = 0.005А- Ю3/П；ОМ)(6.19)
где х] иом ——предварительное значение КПД двигателя по рис. 5.1.
В асинхронных двигателях с короткозамкнутым ротором, особенно при скошенных пазах, возникают «поперечные» токи между стержнями короткозамкнутой клетки вследствие замыкания этих стержней листами сердечника. В таких двигателях добавочные потери могут достигать 1—2 % и более подводимой к двигателю мощности. Поэтому в некоторых методиках по расчету таких двигателей имеются указания по уточненному расчету добавочных потерь.
При расчете добавочных потерь для неноминального режима работы двигателя следует воспользоваться выражением
Рдоб = Рдоб(Л/Л|ИОМ)2 = ^обЛ.；(6.20)
с некоторым приближением эти потери можно определить по формуле '
=(6.20а)
Коэффициент полезного действия асинхронного двигателя
忏2/Р尸1一2尸/尸1,(6.21)
где ЕР — суммарные потери в двигателе, кВт:
ЕР = (Рм + Ai +■匕2 + Р^ + Р 口。о) JU」з；(6.22)
尸 1 ——подводимая к двигателю мощность, кВт:
匕=匕 + £Р・(6.23)
105
СХЕМА ЗАМЕЩЕНИЯ АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
Рис. 6.1. Схемы замещения ансинхронного двигателяРис. 6.1. Схемы замещения ансинхронного двигателяАсинхронный двигатель в процессе эксплуатации может работать в диапазоне нагрузок от холостого хода до номинальной. При этом его основные параметры — потребляемые ток и мощность, частота вращения, КПД, коэффициент мощности, скольжение и Др. — находятся в определенной зависимости от нагрузки на валу двигателя. Графически выраженные зависимости подводимой мощности Pi, тока в цепи статора /ь электромагнитного момента М частоты вращения 孔2, КПД и коэффициента мощности cos q)i от полезной мощности двигателя Р2 называют рабочими характеристиками асинхронного двигателя.
Рис. 6.1. Схемы замещения ансинхронного двигателя
Рис. 6.1. Схемы замещения ансинхронного двигателя
Существует два метода расчета рабочих характеристик: графический (по круговой диаграмме) и аналитический. В основу каждого из этих методов положена схема замещения (рис. 6」，а). Более удобной для прак
тического Ьспользования является схема замещения рис. 6.1,6. Однако расчет параметров этой преобразованной схемы замещения требует определения коэффициента q. Для двигателей мощностью более 1 кВт коэффициент 臼 с достаточной точностью можно определить по формуле
(厶/*т).(6.24)
Сопротивления схемы замещения двигателя гь хь Г2, %2 и хт рассчитывают по формулам, приведенным в § 5.3—5,6. Активное сопротивление ветви намагничивания схемы замещения с некоторым приближением можно определить по формуле, Ом,
'(6・25)
где Рм — основные магнитные потери (6.7), Вт； /^ — намагничивающий ток статора (5.196), А.
Используя схему замещения асинхронного двигателя для расчета рабочих характеристик, исходят из предположения, что параметры схемы замещения при изменениях нагрузки двигателя остаются неизменными. Однако анализ работы асинхронного двигателя показывает, что с ростом тока в обмотках двигателя увеличивается насыщение зубцового слоя от магнитных полей рассеяния. Кроме того, при больших скольжениях следует учитывать
эффект вытеснения тока в стержнях обмотки ротора. В итоге рост нагрузки двигателя сопровождается некоторым уменьшением индуктивного сопротивления и увеличением активного сопротивления ротора.
Опыт показывает, что для асинхронных двигателей общего назначения с некоторым допущением можно принять параметры схемы замещения неизменными в диапазоне нагрузок, соответствующих скольжению $^0+$кр, где Skp — критическое скольжение, т. е. пока электромагнитный момент двигателя не достигнет максимального значения. При s>sKp влияние перечисленных факторов на параметры схемы замещения столь значительны, что это требует их пересчета. /
ПОСТРОЕНИЕ УПРОЩЕННОЙ КРУГОВОЙ ДИАГРАММЫ
Для построения упрощенной круговой диаграммы асинхронного двигателя необходимо определить следующие величины:
электрические потери в обмотке статора в режиме холостого хода, Вт,
%。=叫/夠， (6.26) где* /о ——предварительное значение тока идеального холостого хода, А, т. е. тока холостого хода, соответствующего синхронной частоте вращения ротора двигателя; с некоторым приближением его можно принять равным намагничивающему току статора：
(6.27)
потери в режиме холостого хода, Вт,
^0 — ^ЭЮ + Рм + Рмех；
(6.28)
активную составляющую тока холостого хода, А,
^0а ~ Po/加工 Uihom；
(6.29)
ток холостого хода, А,
(6.30)
коэффициент мощности в режиме холостого хода
*
COS Ср。= /оа〃о・
(6.31)
Индуктивное и активное сопротивления короткого замыкания. Ом, соответствующие параметрам схемы замещения при работе двигателя со скольжением
% = 4%+e"；；%=%a+e"；■ (6.32)
Круговую диаграмму строим в следующем порядке (рис. 6.2). Проведя оси координат, отложим вектор напряжения Ui翼Ом・ Затем, выбрав масштаб тока 加彳(А/мм), проведем вектор тока 7。(отре-
зок ОН) под углом q)o к оси ординат. Затем из точки Н — точки холостого хода (s=0)——начертим прямую, параллельную оси абсцисс, на которой отложим отрезок НС, представляющий собой диаметр окружности тока, мм,
2 = (4н°м/)%・ (6.33)
Для получения необходимой точности при определении рабочих характеристик по круговой диаграмме следует принять масштаб
тока mt таким, чтобы диаметр окружности тока Q был не менее 200 мм, при этом все построения следует вести остро отточенным карандашом.
Разделив отрезок НС на две равные части, получим точку О\— центр окружности токов, из которой радиусом D//2 проведем полуокружность тока.
На прямой OiC (точка F) восставим перпендикуляр, на котором отложим отрезки, мм,
FFhHF%; FFl^HF% (6.34)
Из точки Н через точки А и & проведем прямые до пересечения с окружностью тока в точках Т н К. Точка Т соответствует скольжению s = ±oo, а прямая НТ является линией электромагнитной мощности (момента). Точка К ——точка короткого замыкания——соответствует скольжению s=l, а прямая НК является линией полезной мощности. Построенная круговая диаграмма может быть использована для нахождения параметров, необходимых для получения рабочих характеристик асинхронного двигателя при нагрузках, соответствующих скольжению s<sKp. Точка Е на окружности токов соответствует максимальному моменту двигателя. Положение этой точки определим следующим образом: из точки Oi опустим перпендикуляр на линию электромагнитной мощности
НТ и продолжим его до пересечения с окружностью токов в точке Б. Таким образом, рассматриваемая круговая диаграмма может быть использована для получения параметров рабочих характеристик лишь на участке НЕ окружности токов*
Рассмотрим порядок определения параметров асинхронного двигателя для режима его работы, определяемого точкой D на окружности токов (рис. 6.2).
Токи. Соединив точку D с точками Н и О, получим треугольник токов ODH, стороны которого определяют: ток статора /【= = ODm〃 ток холостого хода 1о=ОНнг» и ток ротора /2 /c\=HDtrii.
Опустив перпендикуляр из точки D на ось абсцисс Da, получим прямоугольный треугольник ODa, катеты которого определяют активную ha=Dami и реактивную I^ = Oamt составляющие тока статора.
Подводимая мощность Рь Известно, что подводимая к двигателю мощность Px — mxUihom/i cos q)i, но так как [/1HOM=const, а Л cos q)i = /ia, то мощность Pi прямо пропорциональна активной составляющей тока статора. Следовательно, подводимую к двигателю активную мощность можно определить по формуле
А = Damp,(6.35)
где mp — miU^^mi* 10~3 — масштаб мощности, кВт/мм.
Подводимую мощность отсчитывают от оси абсцисс, которую называют линией подводимой мощности, до заданной точки на окружности токов.
Полезная мощность Р% Полезную мощность на круговой диаграмме отсчитывают по вертикали от точки D на окружности токов до линии полезной мощности "К. Для заданной точки на окружности токов
Р2 工 mp Db.(6.36)
Электромагнитная мощность и электромагнитный момент. Для заданной точки D на окружности тока электромагнитная мощность
Ам -加卩 ％(6.37)
Электромагнитный момент двигателя
М = PqJ^ = 30Рэм/лпх и ЗОпгр Ddnn^ или
М = mMDc.(6.38)
где тм — масштаб моментов, Н・ м/мм:
Шм = 30加I Цном 加/叫.(6.39)
Коэффициент мощности. Для определения коэффициента мощности cos q)j на оси ординат строим полуокружность произвольного диаметра. Тогда для заданной точки D на окружности токов получим cos ^x = 0h/0f.
Для удобства расчетов целесообразно диаметр полуокружности Of принять равным 100 мм. В этом случае cos(pi = OA/100.
Коэффициент полезного действия. Известно, что ^ = Р2/^ь На круговой диаграмме P^—Dbmp} Pi=Danip, тогда
П = Db/Da.(6.40)
Расчет КПД указанным способом дает некоторую погрешность, так как при этом учитываются не все вады потерь, в частности не учитываются добавочные потери. Ошибка тем больше, чем выше КПД. Так, при Пш)м>0,8 ошибка становится недопустимой. Поэтому КПД асинхронных двигателей следует определять, пользуясь выражением (6.21).
Перегрузочная способность двигателя. Отрезок EN в масштабе моментов определяет максимальный момент двигателя, Н-м,
Mmax = miEN.(6.41)
Если точка D на окружности токов соответствует номинальному режиму работы, то перегрузочная способность двигателя определится отношением отрезков:
Мна "Мном = ENIDc.(6.42)
Перегрузочная способность асинхронных двигателей общего назначения равна 1,7——2,4.
Скольжение. Рассчитав электрические потери в обмотке ротора, Вт,
% =叫/*，(6.43)
где /2 определяется по круговой диаграмме, А:
иm.HD/cv(6.44)
найдем скольжение двигателя
s = Рэа/^эм，(6.45)
где электромагнитную мощность Рзм определяют по (6.37).
РАБОЧИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Рабочие характеристики асинхронного двигателя представляют собой зависимости тока статора 厶，потребляемой мощности Pi, скольжения s, частоты вращения п2, КПД и коэффициента мощности cosq)i от полезной мощности двигателя「2.
Для получения требуемых параметров посредством круговой диаграммы задаются рядом значений тока статора, например 0,5 /1ном； 0,75 /1ном； /1ном； 1,25 /1ном, где Лном — номинальный ток статора (5.47).
Используя масштаб тока 能儲 определяют отрезки для указанных значений токов, мм:
。"0,5 =加厂。,5/jjjoM；
OD(),75 =加2 • °,75，ihom；
°А,0 =⑪ /ном；
OD\ 25 ~• 1,25，ihom・
Отложив эти отрезки из точки О до пересечения с окружностью токов, получают точки О(),5； DQJ^ Di,o и 2,25.
Пользуясь указаниями § 6.3, для каждой из этих точек определяют требуемые параметры, заносят их в табл. 6.1, а затем строят рабочие характеристики асинхронного двигателя.
Как уже отмечалось, упрощенная круговая диаграмма может быть практически использована для получения данных, необходимых для построения рабочих характеристик двигателя, лишь на
Таблица 6.1
厶,4
/q—= • ♦ •
Аном …
厶//1 ном
OD, мм
0九，мм一
Db, мм
De, мм
Da, мм
HD、мм
厶 ^mtHD/c^ А
P[ = mpDa・ 10-3, кВт
P2=fnpDb-10-3, кВт
2м=m@Dc・ lO-з, кВт
M^m^Dc, Н-м
Рэ2= tTl[I^ 尸；，Вт
S — P з2/Рэм
П2=П](1—S), об/мИН
2[=叫/包，Вt
Рд06 =Р以。6(/1//1}10貳)2, Вt
WP, кВт
П = Р2/(3+ЕР)
cos 5 = 0h/0f
участке НЕ окружности токов (для режимов работы, соответствующих скольжению s=0-F5Kp). Но именно этот участок диаграммы даже при больших диаметрах окружности токов является небольшим, а расстояния между линиями полезной, электромагнитной и подведенной мощностей настолько малы, что измерение отрезков
между ними связано сомежду ними связано соUAUAзначительными погрешностями.
между ними связано со
между ними связано со
UA
UA
Для устранения этого недостатка при пользовании круговой диаграммой целесообразно, пользуясь принципом подобия, увеличить «рабочую» часть диаграммы в 2—3 раза и построить ее отдельно (рис. 6.3). При этом, увеличив диаметр окружности токов, необходимо углы между векторами и линиями мощностей сохранить неизменными. При пользовании этой «рабочей» частью диаграммы масштаб тока, А/мм, нужно изменить, приняв его равным
必必ddааbbссгдегде欣(DJD；), mi — масштаб токов на исход-
必
必
d
d
а
а
b
b
с
с
где
где
ной (полной) диаграмме, А/мм;ной (полной) диаграмме, А/мм;6.3. «Рабочий» участок упрощенной6.3. «Рабочий» участок упрощеннойРис.Рис.круговой диаграммыкруговой диаграммыРис. 6.4. Рабочие характеристики трехфазного асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором (15 кВт, 380/660 В, 2P=4, 50 Гц)Рис. 6.4. Рабочие характеристики трехфазного асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором (15 кВт, 380/660 В, 2P=4, 50 Гц)0
ной (полной) диаграмме, А/мм;
ной (полной) диаграмме, А/мм;
6.3. «Рабочий» участок упрощенной
6.3. «Рабочий» участок упрощенной
Рис.
Рис.
круговой диаграммы
круговой диаграммы
Рис. 6.4. Рабочие характеристики трехфазного асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором (15 кВт, 380/660 В, 2P=4, 50 Гц)
Рис. 6.4. Рабочие характеристики трехфазного асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором (15 кВт, 380/660 В, 2P=4, 50 Гц)
Di ——диаметр окружности токов на исходной (полной) диаграмме, мм; Di —диаметр окружности токов на «рабочем» участке диаграммы, мм.
Определение параметров рабочих характеристик с помощью 《рабочего》 участка диаграммы осуществляют в соответствии с из
ложенным выше порядком, но с измененными значениями масштабов тока nu=m&Dg/D * мощностей mp=m\U\^Q^m z-, момента ^м = 30 mxU\^^mi/nni.
Рис. 6.5. Уточненная круговая диаграмма трехфазного асинхронного двигателяРис. 6.5. Уточненная круговая диаграмма трехфазного асинхронного двигателяПо полученным данным строят рабочие характеристики двигателя (рис. 6.4).
Рис. 6.5. Уточненная круговая диаграмма трехфазного асинхронного двигателя
Рис. 6.5. Уточненная круговая диаграмма трехфазного асинхронного двигателя
Погрешности рассмотренной круговой диаграммы, обусловленные некоторым упрощением в расчетах параметров схемы замещения с вынесенным намагничивающим контуром (6.24), обычно заметны лишь в двигателях небольшой мощности (「W W1 кВт). Эти погрешности практически устраняются, ес-
ли центр окружности то
ка О 1 расположить на линии "С‘ (рис. 6.5), наклоненной к линии НС под углом 2у, где
у = arcsin (4
ПУСКОВЫЕ ПАРАМЕТРЫ
Активное сопротивление короткого замыкания при пуске двигателя (s=l) с учетом явления вытеснения тока, Ом,
4n = 4g+牛；中(6.46)
где г 2п — активное сопротивление обмотки ротора, Ом, при пуске двигателя, q口 ==^npi (^в,т^ст ~Ь^кл) (см. § 5.5).
Для учета влияния магнитного насыщения зубцового слоя индуктивные сопротивления рассеяния обмоток статора и ротора представляют состоящими из переменных и постоянных составляющих [1].
Переменные составляющие индуктивных сопротивлений определяются коэффициентами магнитной проводимости рассеяния, которые зависят от насыщения: коэффициентами дифференциального рассеяния статора и ротора и частично коэффициентами пазового рассеяния, связанными с рассеянием клиновой части и шлица пазов статора и ротора, мостиков закрытых пазов ротора.
Постоянные составляющие индуктивных сопротивлений определяются коэффициентами магнитной проводимости, которые не зависят от насыщения: коэффициентами лобового рассеяния обмоток
8—782ИЗ
статора и фазного ротора, коэффициентами рассеяния короткоза- мыкающих колец и рассеяния скоса пазов ротора, частично коэффициентами пазового рассеяния статора и ротора, связанными с рассеянием части паза, занятого собственно обмоткой или стеож- нем.
Переменная составляющая коэффициента пазового рассеяния статора, зависящая от насыщения:
паз трапецеидальный полузакрытый (см. рис. 5.6, а)
паз прямоугольный полуоткрытый (рис. 5.6, 6)
嚷睜=(保(6・48)
паз прямоугольный открытый (рис. 5.6, s)
城(6.49)
Здесь k p для двухслойных обмоток с укороченным шагом определяют по рис. 5.13; для однослойных обмоток 尼§ = 1.
Переменная составляющая коэффициента проводимости рассеяния статора
^inep = ^nlnep + %Ц；(6.50)
где Хд1 ——коэффициент проводимости дифференциального рассея- нйя (5.72).
Перемеиная составляющая коэффициента пазового рассеяния ротора, зависящая от насыщения:
паз овальный полузакрытый (см. рис. 5.7, а)
入 И2пер = ^ш2^ш2>(6.51)
паз овальный закрытый (см. рис. 5.7,6 и в)
^П2пер = 1,12.103Лм2/72,(6.52)
где /2 ——ток в стержне ротора, А, определяется по (5.81);
паз бутылочный закрытый (см. рис. 5.7, г)
%и2в,11ер = 1Д2* 103Лм2/^2*(6.53)
Переменная составляющая коэффициента проводимости рассеяния ротора
^2пеР = ^пгпер + 入口 2，(6.54)
где ХД2 определяется по (5.105)..
Переменная составляющая индуктивного сопротивления рассеяния двигателя, Ом:
пазы короткозамкнутого ротора овальные полузакрытые или закрытые
%пер = (С1 % Апер'%) + © Х2 %пер/%) ；(6-55)
пазы короткозамкнутого ротора бутылочные закрытые
%ер =(0 % Апер /%) + (С1Х0 %пер/%0)；(6.5б>
здесь Xi,九2,九2о определяют соответственно по (5.78), (5.109) и (5.120); хь х 2, %о—по (5.79), (5.110а) и (5.123). При расчете 九2 необходимо учесть коэффициент 屮 в (5.104) по кривой 屮=/(g) (см. рис. 5.16) для пускового режима (s= 1).
Постоянная составляющая индуктивного сопротивления рассеяния двигателя, не зависящая от насыщения, Ом:
пазы короткозамкнутого ротора овальные полузакрытые или закрытые
&℃Т = G 打+ с"；п Л1ф^ ；(6.57>
пазы короткозамкнутого ротора бутылочные закрытые
%℃т = 4 %上尸 +片片厶纥(6.58) Л1Л20\〉И2Н 十〉U2B /
где %н определяют по (5.121), a S112H и 3П2в — по (5.36) и (5.38).
Индуктивное сопротивление ротора %2口, входящее в (6.55) и (6.57), должно быть рассчитано для пускового режима с учетом вытеснения тока (см. § 5.5). Индуктивное сопротивление короткого замыкания, Ом, для начального пускового режима (s=l) с учетом вытеснения тока и магнитного насыщения с некоторым допущением можно принять
底产 ％℃т + &%ер・(6.59)
При полузакрытых пазах на роторе h=0,0825, а при закрытых ^х—0,25. Более точный расчет %к,п приведен в [1].
На круговой диаграмме (см. рис. 6.2) из точки Оп проводим еще одну полуокружность тока, соответствующую начальному пусковому режиму, диаметром, мм,
•%= 4ном/Хк,п .(6.60)
На перпендикуляре, восстановленном в точке 尸，отложим отрезки, мм,
尸尸m = % HF/xKiU;(6.61)
尸尸2п = гк』"77祢"(6.62)
Из точки Н через точки Fln и 尸2口 проводим прямые НТП и НК& являющиеся соответственно линиями электромагнитной мощности (момента) и полезной мощности для пускового режима.
Параметры двигателя по полученной круговой диаграмме определяются следующим образом:
кратность пускового момента
Мц/Мном = Кц G/Dc;(6.63)
8*115
(6.64)(6.64)кратность пускового тока
(6.64)
(6.64)
/т〃1ном 匚 0Kli/。2
Двигатели серии 4А основного исполнения имеют кратность пускового момента: при 场=50+132 мм Мп/Л4НОм = 2,04-2,2; при h = =160—355 мм 嶋加ном= 1,2+1,4.
Кратность пускового тока
厶口〃 1ном ~ 4,5+7,5,厶口〃 1ном ~ 4,5+7,5,(6.65)(6.65)
厶口〃 1ном ~ 4,5+7,5,
厶口〃 1ном ~ 4,5+7,5,
(6.65)
(6.65)
при этом большие значения кратности пускового тока соответствуют двигателям большей мощности.
АНАЛИТИЧЕСКИЙ МЕТОД РАСЧЕТА РАБОЧИХ ХАРАКТЕРИСТИК
Рассмотренный графический метод расчета рабочих характеристик по круговой диаграмме, являясь наглядным и удобным для анализа получаемых результатов, имеет недостаток ——неизбежную неточность, обусловленную графическими построениями. Аналитический расчет рабочих характеристик не предусматривает каких- либо графических построений. Правда, при этом несколько возрастает объем математических вычислений, но применение вычислительной техники делает незначительным этот недостаток. В основу аналитического метода расчета рабочих характеристик асинхрон- црго двигателя положена схема замещения с вынесенным намагничивающим контуром (см. рис. 6.1,б).
Скольжение при различных нагрузках двигателя определяют по формуле [6]:
S М _ МА2_с"в]混(6.66)
здесь величины 4HB являются функциями полной механической мощности двигателя Р :
4 =加1 ^1иом/(2夕2)— Г1；(6.67)
8 =加1 Uihom/P + R = 24 + R ,(6.68)
где R‘ 一 расчетное сопротивление, Ом:
^r；|[t(i+^Fft+(1+-k-ITI- (6-69)
Полная механическая мощность, Вт,
「2 = 2 + Рдоб + Рмех + Рмех,1Ц・(6.70)
Добавочные потери РДОб определяют по (6.19) и (6.20), а механические ПОТерИ Рмех и Рмехдц-口。(6.13) -(6.16)；
116
Эквивалентное сопротивление рабочей цепи схемы замещения (см. рис. 6.1,6), по которой проходит ток I2/ci=l2 определяется выражением, Ом,
гэкв У 以в+*кв，
(6.71)
где,
%кв = С J1 + С? &/S；
(6.72)
%знв = Ci % 十 Ci %2・
(6.73)
Приведенное значение тока в обмотке ротора, А,
，2 = S，2,
(6.74)
тде ток в рабочей цепи схемы замещения
/2 = ^1ном^экв*
(6.75)
Коэффициент мощности в рабочей цепи схемы замещения
COS(р2 = Гзнв/^зкв*
(6.76)
Активная составляющая тока /2 > А,
，2а = /2 cos 屮2・
(6.77)
Реактивная составляющая этого тока, А,
，2р = /2 sin 屮 2.
(6.78)
Активная и реактивная составляющие тока статора /1 ляются выражениями, А,
опреде-
4а = /оа + 4а；
(6.79)
Лр = /ор + ^2р,
(6.80)
где /оа и /Ор ——активная и реактивная составляющие тока ного холостого хода, А:
идеаль--
4)а =(尸310 + Рм)/恤 Uihom；
(6.81)
/°р ~
(6.82)
Ток статора асинхронного двигателя, А,
/1 = |/ /1а + /1р •
(6.83)
Коэффициент мощности асинхронного двигателя
COS% = /1а〃1・
(6.84)
Потребляемая двигателем мощность, кВт,
Р* = /П* Ghom Ла * Ю~3.
(6.85)
Частота вращения ротора, об/мин,
% = % (1 — $).
(6.86)
Электромагнитный момент, Н・м,
m = 9,55am，1°3/电，(6.87)
где Рэм — электромагнитная мощность (6.11), кВт.
Для расчета рабочих характеристик асинхронного двигателя задаются рядом относительных значений полезной мощности Р* = —Рг/^ном, например 0,25; 0,50; 0,75; 1,0; 1,25. Для каждого из этих значений рассчитывают требуемые параметры и заносят их в таблицу, аналогичную табл. 6.3. Затем строят рабочие характеристики двигателя.
Для определения перегрузочной способности асинхронного двигателя можно воспользоваться упрощенным выражением [6], полагающим параметры схемы замещения постоянн
(6.88)(6.89)(6.90)(6.88)(6.89)(6.90)Мщах 〜 (Shom/Srp) + (Srp/Shom) + Кнр
(6.88)
(6.89)
(6.90)
(6.88)
(6.89)
(6.90)
Мном2 + 7?кр
где sKp — критическое скольжение:
Srp ;« q r；/(%i +C1%3.
Сопротивление R^p определяют по формуле &р н 2rlsнр/q 厂2・
При расчете пусковых параметров двигателя следует предварительно определить активное сопротивление короткого замыкания к,п (6.46) и индуктивное сопротивление короткого замыкания хк п (6.59).
« Начальный пусковой ток, А,
ГГ八Л 仁 U1HoM /гк% + %乙.八Л 仁 U1HoM /гк% + %乙.(6.91)(6.91)
Г
Г
八Л 仁 U1HoM /гк% + %乙.
八Л 仁 U1HoM /гк% + %乙.
(6.91)
(6.91)
Начальный пусковой момент двигателя, Н-м,
嶋=嶋=Рт1 и%ом 勾口Рт1 и%ом 勾口2M (仁т + 囁)2M (仁т + 囁)(6.92)(6.92)
嶋=
嶋=
Рт1 и%ом 勾口
Рт1 и%ом 勾口
2M (仁т + 囁)
2M (仁т + 囁)
(6.92)
(6.92)
или, используя выражение (6.91), получаем
(6.92а)
где г 2П—активное сопротивление обмотки ротора в режиме пуска, Ом (см. § 6.5).
Затем определяют кратность пускового момента Л4п/Л4Ном и кратность ^пускового тока /шДпюм.
УПРОЩЕННЫЙ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Основу упрощенного теплового расчета асинхронных двигателей составляют положения, изложенные в § 3.2. При этом использованы средние значения различных коэффициентов, характерные для асинхронных двигателей [1].
Обмотка статора. Превышение температуры внутренней поверхности сердечника статора над температурой воздуха внутри двигателя, ℃,
△&°вТ 电％*上电,(6.93)
nD^ 匕 GCj
где D\ — внутренний диаметр сердечника статора, мм; aj — коэффициент теплоотдачи с поверхности сердечника статора, Вт/ /(мм2-℃), средние значения этого коэффициента можно опреде-
2424202044可可R2母8R2母8Рис. 6.6. Средние значения коэффициента ос】 для машин переменного тока: а — степень защиты IP44* 5 — степень защиты IP23Рис. 6.6. Средние значения коэффициента ос】 для машин переменного тока: а — степень защиты IP44* 5 — степень защиты IP23%о 300350400450500550 。例 ММ%о 300350400450500550 。例 ММ
24
24
20
20
4
4
可
可
R2
母8
R2
母8
Рис. 6.6. Средние значения коэффициента ос】 для машин переменного тока: а — степень защиты IP44* 5 — степень защиты IP23
Рис. 6.6. Средние значения коэффициента ос】 для машин переменного тока: а — степень защиты IP44* 5 — степень защиты IP23
%о 300350400450500550 。例 ММ
%о 300350400450500550 。例 ММ
лить по рис. 6.6, а, б; ^ — коэффициент, учитывающий долю потерь в сердечнике статора, передаваемых воздуху внутри двигателя; его значения приведены в табл. 6.2; А*© —коэффициент, определяемый отношением значений удельной электрической проводимости меди при расчетной рабочей температуре и при максимальной допустимой температуре; в соответствии с классом нагревостойкости системы изоляции он имеет следующие значения: при классе нагревостойкости системы изоляции В 々@=1,15, при F fee = 1,07, при Н 论8 = 1,145; Pji ——электрические потери в обмотке статора, Вт; дп_ магнитные потери в сердечнике статора, Вт; /СР1 —средняя длина витка обмотки статора, мм.
Таблица 6.2
Исполнение двигателя по способу защиты
Значения коэффициента k при числе полюсов 2р
2
4
6
8
10
12
IP44
0,22
0,20
0,19
0,18
0,17
0,16
IP23
0,84
0,80
0,78
0,76
0,74
0,72
Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора, ℃,
А®И31А®И31_ 盍8 P31 (%/%Р1) / Сщ_ 盍8 P31 (%/%Р1) / СщZ1 %厶Z1 %厶%1 + %咽кв%1 + %咽кв(6.94)(6.94)
А®И31
А®И31
_ 盍8 P31 (%/%Р1) / Сщ
_ 盍8 P31 (%/%Р1) / Сщ
Z1 %厶
Z1 %厶
%1 + %咽кв
%1 + %咽кв
(6.94)
(6.94)
где П1 — периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения паза статора, мм:
для трапецеидального полузакрытого паза (см. рис. 5.6, а)
〃i ^ 2% + % + &п1;〃i ^ 2% + % + &п1;(6.95)(6.95)
〃i ^ 2% + % + &п1;
〃i ^ 2% + % + &п1;
(6.95)
(6.95)
Рис. 6.7. Средние значения 九;квРис. 6.7. Средние значения 九;квА%1А%12jtD] 410-12jtD] 410-1(6.97)(6.97)
Рис. 6.7. Средние значения 九;кв
Рис. 6.7. Средние значения 九;кв
А%1
А%1
2jtD] 410-1
2jtD] 410-1
(6.97)
(6.97)
Для прямоугольных полуоткрытых и открытых пазов (см. рис. 5.6, бив)
(6.96)(6.96)771n 2 (% + Ьп1);
(6.96)
(6.96)
Сщ ——односторонняя толщина изоляции в пазу статора, мм (см. Табл. 5.11——5.14)； Хэкв ——эквивалентный коэффициент теплопровод-
ности изоляции обмотки в пазу, учитывающий воздушные прослойки: для изоляции классов нагревостойкости В и F среднее значение ХЭкв— 16Х ХЮ~5 Вт/(мм・°С);九;他一эквивалентный коэффициент теплопроводности изоляции провода (рис. 6.7).
Для обмоток статоров из жестких катушек (см. рис. 5.9) второе слагаемое в скобках формулы (6.94) принимают равным нулю.
Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей обмотки статора над температурой воздуха внутри двигателя, ℃,
где /Л1 ——средняя длина одной лобовой части катушки, мм (5.61); /cpi — средняя длина витка обмотки статора, мм (5.62); ZB1 ——длина вылета лобовой части обмотки, мм (5.64) и (5.66).
Перепад температуры в изоляции лобовой части обмотки статора, ℃,
Д@ ,=饴％ (2%/%р1)_ (旦(6.98)
НЗ，Л2Z] 〃jn/jn(九знв1%кв/
где Пл1 ——периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения лобовой части одной катушки обмотки статора, мм:
для трапецеидального полузакрытого паза
Un 2% + &П1 + b；i；(6.99)
для прямоугольных полуоткрытого и открытого пазов
小〜忆+晒)；(6.100)
СЛ1 ——односторонняя толщина изоляции лобовой части (мм).
Для статоров с открытыми и полуоткрытыми пазами второе слагаемое в скобках выражения (6.98) принимают равным нулю. Для обмоток, не имеющих изоляции лобовых частей, первое слагаемое в скобках равно нулю.
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой воздуха внутри двигателя, ℃,
Д@； = (Д@пов1 4- А®П31)卢 + 仏仇 1 + А0ИЗ.Л1)弊.(6.101)
Среднее превышение температуры воздуха внутри двигателя над температурой охлаждающей среды, ℃,
Д0в = 2Рв/5двав,(6.Ю2)
где WPr — суммарные потери (за исключением потерь в подшипниках), отводимые в воздух внутри двигателя, Вт:
для двигателей со степенью защиты IP23
2РВ - ЕР - (1 — 鹤加 + Рм)；(6.ЮЗ)
для двигателей со степенью защиты IP44
2Рв = 2Р — (1— 舟(2м +Рм)-0,9Рмех；(6.104)
здесь
WP，= WP-(坛一1)启+%)；(6.105)
Рз.л1 и Рэ,п1 — электрические потери в лобовых и пазовых частях обмотки статора, Вт:
叱加=坛% 2&/*；(6」06
叱L坛匕必/备•(6.107)
Условная поверхность охлаждения двигателя, мм?： для двигателей со степенью защиты IP23
S口…叫к厶+ 2匕)；(6.Ю8)
121
для двигателей со степенью защиты IP44 (с охлаждающими ребрами)
S^b — ("Ан + 8〃p /ip)(厶 + 2/в1),(6.109,
где 〃р и йр —число охлаждающих ребер и их высота (см. § 8.2).
Значение коэффициента подогрева воздуха, Вт/(мм2-℃), определяется по графикам ав=〃О1н) рис. 6.8, а, б.
p・zi)\『gFWXp・zi)\『gFWX808022У/( 180160140120У/( 18016014012010010060250 3仞 550 400 450 500 55060250 3仞 550 400 450 500 550S)S)Рис. 68 Средние значения коэффициента ав для машин переменного тока:а ~ степень защиты IP44： б — степень защиты 1Р2ЭРис. 68 Средние значения коэффициента ав для машин переменного тока:а ~ степень защиты IP44： б — степень защиты 1Р2Эа丿а丿%，мм%，мм
p・zi)\『gFWX
p・zi)\『gFWX
80
80
2
2
У
/( 180
160
140
120
У
/( 180
160
140
120
100
100
60
250 3仞 550 400 450 500 550
60
250 3仞 550 400 450 500 550
S)
S)
Рис. 68 Средние значения коэффициента ав для машин переменного тока:
а ~ степень защиты IP44： б — степень защиты 1Р2Э
Рис. 68 Средние значения коэффициента ав для машин переменного тока:
а ~ степень защиты IP44： б — степень защиты 1Р2Э
а丿
а丿
%，мм
%，мм
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой охлаждающей среды, ℃,
А®】 =Д0；+Д0в.(6.110)
电P82 (%"ep2)几d2为a2电P82 (%"ep2)几d2为a2Д@пов2 =Д@пов2 =(6.111)(6.111)Обмотка фазного ротора. Превышение температуры поверхности сердечника ротора над температурой воздуха внутри двигателя, ℃,
电P82 (%"ep2)几d2为a2
电P82 (%"ep2)几d2为a2
Д@пов2 =
Д@пов2 =
(6.111)
(6.111)
где D2 — наружный диаметр ротора, мм; «2 — коэффициент теплоотдачи с поверхности сердечника ротора, средние значения которого определяют по рис. 6.9.
Перепад температуры в изоляции пазовой части фазной обмотки ротора, ℃,
Д®из2 ~Д®из2 ~电 % (%，еp2)e口2Z? 〃2，2 入ЗКВ电 % (%，еp2)e口2Z? 〃2，2 入ЗКВ(6.112)(6.112)
Д®из2 ~
Д®из2 ~
电 % (%，еp2)e口2
Z? 〃2，2 入ЗКВ
电 % (%，еp2)e口2
Z? 〃2，2 入ЗКВ
(6.112)
(6.112)
где 口2 ——периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения паза ротора, мм:
(6.113)(6.113)〃2 = 2 (/in2 + 匕П2)；〃2 = 2 (/in2 + 匕П2)；
(6.113)
(6.113)
〃2 = 2 (/in2 + 匕П2)；
〃2 = 2 (/in2 + 匕П2)；
СЛ2-~: односторонняя толщина изоляции лобовой части обмотки ротора, мм (см. табл. 5.22, 5.23).
Среднее превышение температуры обмотки ротора над температурой воздуха внутри двигателя, ℃,
a"=(а6З2 + А%2)誉 +(А冤 + А6*"2)醬•(6.117)
4cp2гСр2
Среднее превышение температуры обмотки фазного ротора над температурой охлаждающей среды, ℃,
(6.118)(6.118)А% = А 笃 + Л0в,
(6.118)
(6.118)
где Д0в определяется по (6.102).
ПРИМЕР РАСЧЕТА ТРЕХФАЗНОГО АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
Задание. Рассчитать трехфазный асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором на базе серии 4А.
Исходные данные:
номинальная мощность РНОм= 15 кВт;
частота тока в сети 厶=50 Гц;
число полюсов 2P=4；
высота оси вращения 九=160 мм;
номинальное напряжение сети ViHom=380/660 В;
перегрузочная способность Мта%/Мн(ш=2;
шение начального пускового момента к номинальному Мц/Мном — не ме-- нее 1,3;
ение начального пускового тока к номинальному /ih//ihom — не более 7,0;
исполнение двигателя по степени защиты IP44;
способ охлаждения IC0141;
режим работы ——пр одолжительн ый;
класс нагревостойкости изоляции ——F.“
J. Главные размеры двигателя (см. § 5.2)
Наружный и внутренний диаметры сердечника статора.
По табл. 5.1 при 九=160 мм, 2р = 4, и исполнении по способу защиты IP44- прнннмаем Dih=272 мм, Di = 185 мм.
Предварительные значения КПД (см. рис. 5.1) и коэффициента мощности (см. рис. 5.1)
"П = 0,89; cos ф| — 0,89.
Расчетная мощность (5.2)
Р. = Рном kE /н7 cos q)i = 15-0,96.0,89-0,89 = 18,2 кВ-А, где 狂=0,96.
Предварительные значения максимальной магнитной индукции в возд}тш- ном зазоре и линейной нагрузки (см. рис. 5.2) при DiH=272 мм принимаем. 瓦=0,77 Тл; Л1-300-Ю2 А/м.
Предварительное значение обмоточного коэффициента： принимаем обмотку статора однослойной (табл. 5.9), тогда ^^б1 =0,96.
Расчетная длина сердечника статора (5.4)
8,66」gPf8,66・10】2」8,2°
Z == 138.4 мм.
匕 啞 1 人圮及 40,96.1500.1852.0,77-300.102
принимаем 乙=140 мм.
Коэффициент длины (5.5)
入=/./Dx = 140/185 = 0,756,
что укладывается в диапазон рекомендуемых значений 入.
Размеры активной части двигателя (см. § 5.3)
Воздушный зазор (см. рис. 5.5) при h= 160 мм принимаем 6=0,5 мм_
Наружный диаметр сердечника ротора (5.6)
5 = 01 — 26= 185-2-0,5= 184 мм.
23 Внутренний диаметр сердечника ротора (5.7)
Dzbh = 0,ЗЗО2 = 0,33* 184 = 60,7 мм, принимаем 5вн=60 мм.
Конструктивная длина сердечника статора
/i = Zi = 140 мм.
Число пазов на статоре и роторе (табл. 5.8)
Z] = 48; Z2 = 38.
На роторе применяем скос пазов на одно зубцовое деление статора.
Форма пазов на статоре (см. табл. 5.9): трапецеидальные полузакрытые (см. рис. 5.6,а).
Форма пазов на роторе (см. табл. 5.10): овальные закрытые (см. рис. 5 7,6).
Размеры полузакрытого паза статора: зубцовое деление статора (5.10)
/1 = nDJZ\ = л-185/48 = 12 мм.
Ширина зубца статора (5.9)
纟1 = ZiBi/kd Jlmax = 12-0,77/0,95-1,95 = 4,98 мм,
где Bzimax = l,95 Тл по табл. 5.9;
высота спинки статора (5.12)
啞=0,5tz. т瓦/& В。】=0,5-0,64-145-0,77/0,95-1,55 = 24,3 мм, где т = nDJ2P = л* 185/4 = 145 мм;
ВС1 =1,55 Тл по табл. 5.9;
высота зубца статора (5.11)
比1 = 0,5 (Аh —5)一自1 = 0,5(272— 185) — 24,3= 19,2 мм.
Наименьшая ширина паза в штампе (5.13)
—%] =12,35 — 4,98 = 7,37 мм, где f ；=Ji(Di+0,2hzi)/Zi=n(185+0,2」9,2)/48=12,35 мм.
Наибольшая ширина паза в штампе (5.15)
%1 = /； — ％ = 14,6 — 4,98 = 9,62 мм, где /^= л (Di+2hzl) /Zi=л (185+2 • 19,2) /48 = 14,5 мм.
Принимаем ширину шлица Z?mi=3 мм, высоту Ami = 0,8 мм, угол § = 45°.
Высота клиновой части паза (5.17)
% = °，5(b；i-bmi) =0,5(7,37 — 3)^2 мм.
Высота паза, занимаемая обмоткой (см. рис. 5.6, а),
九Ui =九zi — 九пн —九电=19,2 — 0,8 — 2 = 16,4 мм.
Размеры закрытого овального паза ротора: зубцовое деление ротора (5.25)
/2 = JiD2/Z2 = л-184/38 = 15,2 мм;
ширина зубца ротора (5.24)
% = % 瓦/% Bz2maX = 15,2-0,77/0,97.1,70 = 7,1 мм,
тде Bz2max~ 1»70 Тл по табл. 5.10;
высота спиики ротора (5.27)
% = 0,5а т瓦/々 В = 0,5-0,64-145.0,77/0,97-1,20 = 31 мм,
тде Вс2=1,2 Тл по табл. 5.10;
высота зубца ротора (5.26)
九z2 = 0,5 (О? D^bh)九az =。,5 (184 — 60) — 31 = 31 мм.
Диаметр в верхней части паза ротора (5.28)
/冗(D? — 2Ам2) '~ 爲 bZ2 冗(184 — 2*0,6) — 38*7,1
=一 一亲隔=7,39 мм,
тде высота мостика йМ2=0,6 мм. Принимаем d；2=7,4 мм.
Диаметр в иижией части паза (5.29)
j 冗(D2 — 2比2)-爲 &2冗(184 — 2,31) — 38,7,1
=7=—= 3,25 мм.
Z?—冗38 —冗
Принимаем б/П2—3,5 мм.
Расстояние между центрами окружностей овального паза ротора (5.30)
г九2 =九Z2 — %2 _°，5 (常2 +《2)= 31 —0,6 —0,5(3,5 + 7,4) = 24,9 мм;
площадь овального паза в штампе (5.32)
^Л2 =。，25冗(瑞 + 崎+ 0駆 &2 + <2)=
=0,25л (3,52 + 7,聲)+ 0,5-24,9(3,5 + 7,4) = 188,3 мм3.
Обмотка статора (см. § 5.4)
Тип обмоткн статора (табл. 5.9)——однослойная всыпиая, число параллельных ветвей ai=2.
Число пазов на полюс и фазу (5.40)
% = 21/2р/П] = 48/4・3 = 4.
Обмоточный коэффициент (5.42) (см. табл. 5.16)
瓦 61 =々pi = 0,958.
Шаг по пазам
у = 9;11 пазов.
Ток статора в номинальном режиме работы двигателя (5.47)
Рном」°з15-Ю3*
/1ном =~；；= о ч80 о 89 0 89 = 16,6 А.
勺 4н°м n cos ф1ном 3-380.0,89.0,89
Число эффективных проводников в пазу статора (5.46)
〃口〃口10』；々％/1Н0М10』；々％/1Н0М10-3・30・103・12・210-3・30・103・12・2=43,3,=43,3,
〃口
〃口
10』；々％/1Н0М
10』；々％/1Н0М
10-3・30・103・12・2
10-3・30・103・12・2
=43,3,
=43,3,
принимаем «п=44 проводника.
Число последовательных витков в обмотке фазы статора (5.48)
叫=图 1 〃口/а = 2-4-44/2 = 176.
Плотность тока в обмотке статора принимаем по рис. 5.11
% = 6,2 А/мм2.
Сечение эффективного проводника обмотки статора (5.49)
%аф = /ihom/小 & = 16,6/2-6,2 = 1,339 мм2.
По табл. П.1.1 принимаем провод с сечением 矶好工 1,368 мм2, диаметром </1Эф== 1,32 мм. В соответствии с классом нагревостойкости изоляции F выбираем обмоточный провод марки ПЭТ-155, с?из= 1,405 мм.
Толщина изоляции для полузакрытого паза при однослойной обмотке и классе нагревостойкости F (см. табл. 5.12): по высоте Лиз —0,4 мм; по ширине Ьнз=0,8 мм.
Площадь изоляции в пазу (см. табл. 5.12)
Sr,нз = °，4Ь；1 + °，8九皿=0,4・7,37 + 0,8/6,4= 16,1 мм2.
Площадь паза в свету, занимаемая обмоткой (5.52),
Sn =。，5 (%] + %) '口1 — *^п,из — $нзер =
= 0,5(9,62 + 7,37) 16,4— 16,1 —0= 123,2 мм2.
Коэффициент заполнения паза статора изолированными проводниками (5.51)
脸=«ц %з/5；1 = 44-1,4052/123,2 = 0,71.
Уточиеииое значение плотности тока в обмотке статора (5.55) △1 = /1ном/"ал ?1эл ^1 = 16,6/1 -1,368-2 = 6,06 А/мм3.
ЗЛ4. Уточненные значения электромагнитных нагрузок (5.56) и (5.57) Л1 = /1Ном 〃口Z]/10—3 冗о】的=16,6-44-48/10—3 л -185*2 — 30,2* Ю3 А/м;
① 々eUihom0,96・380=4 坛厶酬1 々o6i= 4・l,ll・50J76・0,958① 々eUihom0,96・380=4 坛厶酬1 々o6i= 4・l,ll・50J76・0,958■氏=①/& 口 • 10-6 = 0,0098/0,64• 145• 140• 1 о-6 = 0,754 Тл, где Ф ——основной магнитный поток (5.58):
① 々eUihom0,96・380
=4 坛厶酬1 々o6i= 4・l,ll・50J76・0,958
① 々eUihom0,96・380
=4 坛厶酬1 々o6i= 4・l,ll・50J76・0,958
=0,0098 Вб.
Размеры катушек статора: среднее зубцовое деление (5.59)
/1ср = л; (Di + 九zi)/Zi = я (185 + 20,5)/48 = 13,44 мм;
средняя ширина катушки (5.60)
bicp = ^icp^icp = 13,44 [(9 + 11)/2] = 134,4 мм.
Средняя длина лобовой части катушки (5.61)
Zm = (l,16 + 0,14p)hcp+ 15 = (1」6 + 0,14・2) 134,4 + 15 = 208,5 мм.
Средняя длина витка обмотки статора (5.62)
/срт = 2 (厶十 /л】)=2 (140 + 208,5) = 697 мм.
； Длина вылета лобовой части обмотки (5.64)
Ji= (0」2 + 0,15p)hcp+ 10 = (0,12 + 0,15-2)-134,4+ 10 = 66,5 мм.
. Активное сопротивление одной фазы обмотки статора, приведенное к рабочей температуре (5.67),
厂1 = PCu 酬1 Zicp* IO*/八зл 91ал。1 = 24,4-10~9• 176-697-103/1 • 1,368-2 = 1,1 Ом.
3.20. Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния (5.69)
入П1=
3臨
制+
0,8
+ 工- = 1,49,
15,50,53*2
---L--- + 3・7,38 丁 7,38 г 7,38+2-3
где 々§=1 и й р= 1, так как обмотка с диаметральным шагом; значение Ai определяем по рис. 5.12,а с помощью табл. 5.12:
九=九 —九 一h —九：一A = 19,2 — 0,8 — 2,0 一 0,5 — 0,4 = 15,5 мм. 3.21. Коэффициент воздушного зазора (5.74) и (5.75)
「5-0,5-12 11
耳=々61 = 1 + {6皿/佐 一 ЬШ1 + (5&/脸)]} = 1 + [3/ 12 - 3 +- jj =
=1,16.
Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния (5.72)
%1=°，9g(% з6 j々рe々皿勺扒飯6 )=
=0,9-12 (4.0,958)2.0,84.0,95.0,0089/0,5-1,16 = 1,47,
где при Л1/р— 19 по табл. 5.18 々p,Ti=0,84; по табл. 5.19 при д【= 4 для однослойной обмотки 々Д1 = 0,0089; коэффициент 々пи (5.73)
йт1= 1 -0,033或1"16= 1 -0,033・32/12，0,5 = 0,95.
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния лобовых частей обмотки статора (5.77)
ХЛ1 = 0,34 -у- (/л1 — 0,64fr) = 0,34 —^— (208,5 — 0,64-1 -145) = 1,12. А140
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния обмотки статора (5.78)
九工=九口1 Ц- Хд1 + Xjii = 1 >49 + 1,47 + 1,12 = 4,08•
Индуктивное сопротивление рассеяния одной фазы обмотки статора (5.79)
1,5% I *1,58-50-140- 1762 …，
=———Xi = — 408=1,74 Ом.
р%10812-4-Ю8
Обмотка короткозамкнутого ротора (см. § 5.5)
Рабочий ток в стержне ротора (5.82)
/ =/ = l,lcos(p：/HOM ^^-= 1,1 ・о,89・16,6・6・176・0,958/38=432,6 А.
乙2
Плотность тока в стержне ротора (5.83)一
% = /ст/%т = 432,6/188,3 = 2,30 А/мма,
где ^вт==5П2= 188,3 мм2 (см. п. 2.8).
Размеры короткозамыкающего кольца (см. рис. 5.14):
поперечное сечение (5.84)
0кл = 0,35Zz%т/2P = 0,35• 38・ 188,3/4 = 626 мма；
высота кольца (5.85)
九нл = 1,13比2 = 1,13・31 = 35,2 мм;
длина кольца (5.86)
^кл = ^кл/^кл = 626/35,2 = 17,8 мм;
средний диаметр кольца (5.87)
Окл,ср =。2 — йцл = 184 — 35,2 = 148,8 мм.
Активное сопротивление стержня клетки (5.88):
расчетная глубина проникновения тока в стержень (5.90) (см. рис. 5.15) 每,и = ^ст/(1 + Ф)•
Для определения ф рассчитаем коэффициент * В начальный момент пуска *1) для алюминиевой литой клетки при рабочей температуре 115 ℃ (5.91) 5116 = 0,064^ст /s = 0,064 (31 — 0,6) = 2,0;
по рис. 5.16(p = 1,0, тогда hr,n= (31—0,6)/(1 + 1，0) = 15,2 мм;
ширина стержня на расчетной глубине проникновения тока (5.92) ^П^4 -备2” (生口_0,5d；2)= 7,39 一 上時衿(15,2-0,5•7,39)=
—-6,82 мм •
Площадь сечения стержня при расчетной глубине проникновения тока (5.93) %口 = 0,4d；^ + [0,5 (d；2 + %J (%,口 一 0,5d；2H = 0,393，7,39方 +
+ [0,5(7,39 + 6,82) (15,2—0,5.7,39)] =84,5 мм»;
коэффициент 瓦,т=дст/дг,п= 188,3/84,5=2,22.
Активное сопротивление стержня в рабочем режиме (々в,т=1), приведенное к рабочей температуре 115 ℃ (5.88),
гст = рА] /210-3/<7ст = 48,8-10-9-140-10^/188,3 = 3,63-КН6 Ом;
активное сопротивление стержня клетки при s=l с учетом вытеснения тока
%吗口 = Гст^в,т = 3,63* 10—5.2,22 = 8,05« 1Q—в Ом.
Активное сопротивление короткозамыкающих колец (5.94)
гия = 2лРкл сррА1 - Ю3/227кл = 2л148,8-48,8.10-»/38-б2б = 0,191- 10~в Ом.
Активное сопротивление колец ротора, приведенное к току стерж- вя (5.95),
г^~ гкл^пр2 = 0> ^Ь Ю-5/0,33 = 0,58• 10-6 Ом, где 也Пр2—коэффициент приведения; при Z^p—38/4=9,5>6 йпР2 Q 2np/Z2 = 2л-2/38 — 0,33.
Центральный угол скоса пазов (5.98)
&ск = Jt*2ppCK/Z2 =冗• 4 • 0,79/38 = 0,26, где Bck=/i"2W2/15,2=0,79.
Коэффициент скоса пазов (табл. 5.20)
々ск = 0,998.
Коэффициент приведения сопротивления обмотки ротора к обмотке статора (5.101)
йпР1 = 4 Wi/ZJ(5求об/Ак)2 = 4 (3/38) (176・0,958/998)2 = 8,86-Ю3.
Активное сопротивление обмотки ротора, првведенное к обмотке статора (5.99):
в рабочем режиме
§ = dpi (% + &) = 8,86・ 1Q3(з,бз + 0,58)• 10—5 = 0,37 Ом;
в начальный момент пуска с учетом вытеснения тока
r；n = 3Pl ( 7т,口 + &) = 8,86.103 (8,05 + 0,58)・ 10~g = 0,765 Ом.
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния пазов ротора (5.103): в номинальном режиме
% = 7+0,3+(1/2%・103"2)，
m7 422索爲鼠丿+0,66 = 1,588;о-1оо,о /m7 422索爲鼠丿+0,66 = 1,588;о-1оо,о /где С 九 находим по (5.104):
m7 422
索爲鼠丿+0,66 = 1,588;
о-1оо,о /
m7 422
索爲鼠丿+0,66 = 1,588;
о-1оо,о /
24,9 + 0,4-3,5 /1
—V
%П2 = 1,588+0,3 + (1,12・0,6・ 103/432,6) = 3,43;
в начальный момент пуска с учетом вытеснения тока [^115= 2,0;屮=0,75 (см. ри* 5-16)]
с； = 2・ 1,588 = 0,75-1,588 = 1,19;
Х„2= 1,19+ 0,3 +(1,12*0,6-103/432,6) = 3,04.
Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния (5.105)
“2= 0»9/2(/2/6р)2^Д2/6^б = 0,9-15,2(38/6.2)20,009/(0,5.1,16) = 2,13, где 坛2=0,009 по рис. 5.17 при 92=38/3-4=3,17.
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния короткозамыкающих колец клетки ротора (5.107)
4 2,ЗАп,ср 4,7£>кл,ср
= 0寧,8—4,7.148,8…
38-140-0,3322，35,2 + 2・17,8
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния скоса пазов ротора (5.108)
.芍僚к15,2-0,82…а
9同年从9同年从9,5-0,5.1,16.1,3
9同年从
9同年从
где принимаем 力;= 1,3.
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния обмотки ротора (5.109) 入2 =入口2 + %12 +入кЛ+九eK；
в номинальном режиме
脑=3,43 十 2,13 + 0,55+ 1,36 = 7,47；
в начальный момент пуска
九;=3,04 + 2,13 + 0,55 + 1,36 = 7,08.
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки ротора (5.110): в номинальном режиме
х2 = 7,9&2修 10—9 = 7,9-50-140-7,47-Ю-9 = 0,42-10~3 Ом;
в начальный момент пуска
4口 = 7,9/:/2%；」°-9 = 7,9，50，140，7,08，10-9==0,40.107 оm.
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки ротора, приведенное к ' обмотке статора (5.110а):
в номинальном режиме
e=々14)1x2=8,86・103.0,42-10-3 = 3,8 оm;
в начальный момент пуска
х2п= ^ПР1 Х2п = 8,86* I®.°,4Q. io—з = з,5 qMi
Магнитная цепь (см. § 5.7)
Сердечники статора и ротора выполняем из листовой электротехнической стали марки 2013 толщиной 0,5 мм.
Магнитное напряжение воздушного зазора (5.151)
尸6 = 0,8线 ^б -103 = 0,8-0,754-0,5-1,16-103 = 350 А.
Магнитная индукция в зубце статора (5.153)
В =ВЛ tJk. Ь =0,754-12/0,95.4,98= 1,91 Тл. Z丄и х с丄 Z丄
Напряженность магнитного поля в зубце статора Нг\ определяем по кривым намагничивания для зубцов стали марки 2013, так как Bzi>l,8 Тл (см. рис. П.2.1). Коэффициент, учитывающий ответвление части магнитного потока в паз (5.154),.
々成='1(1/3)/%1 %1 = 12,90/4,98，0,97 = 2,68,
где %1/3)=冗[)十(2/3)瓦i]/Zi = jt[185+(2/3)19,2]/48=12,90 мм.
По рис. П.2.1 при 瓦1=1,91 и 々口1=2,68 принимаем Hzi=2000 А/м.
Магнитное напряжение зубцового слоя статора (5.156)
Г^= 10-3Hzift21= 10-3-2000-19,2 = 38,4 А.
Магнитная индукция в зубце ротора (5.169)
42 = % %%с2%2 = °，754・15,2/0,97・7,1 = 1,66 Тл.
Напряженность поля в зубце ротора: так как 0；32Vl,8 Тл, то 及纪 определяем по таблице намагничивания зубцов асинхронных двигателей для стали марки 2013 (см. табл. П.2.3); Я22= 1020 А/м.
Магнитное напряжение зубцового слоя ротора (5.172)
耳2= Ю-3 Я22 (Я22 —0,4dn2) = 10-3-1020 (32 — 0,4-3,5) = 31,2 А.
Коэффициент насыщения зубцового слоя статора и ротора (5.188)
% =(尸 6 + % + /У 尸 6 =(35。+38,4 + 31,2)/350 = 1,19.
Магнитная индукция в спинке статора (5.189)
Вс1 = 0,5а. тВб /Яс1^с1= 0,5-0,64-145-0,754/2 4,3-0,95= 1,51 Тл.
Напряженность магнитного поля в спинке статора по таблице иамаг- иичиваиия спинки асинхронных двигателей для стали марки 2013 (см. табл« П.2.2)
НС1 = 542 А/м.
Длина средней силовой линии в спннке статора (5.191)
Lei =冗(Ан —鱼1)/2P = л (272 — 24,7)/4= 194 мм.
Магнитное напряжение в спиике статора (5.190)
Fgi = 10—3HcjLcj= 10—з.542・ 194 = 105 А.
Магнитная индукция в спинке ротора (5.189)
Я = 0,5а.工然 /й ^= 0,5-0,64-145-0,754/31-0,97 = 1,16 Тл.
Напряженность магнитного поля в спинке ротора по таблице намагничивания для спинки асинхронных двигателей (см. табл. П.2.2)
Нс2 = 245 А/м.
Длина средней силовой линии в спинке ротора (5.193)
Lc* = К〃/2р) (D*- 2%-仇2)] + % = [(л/4) (184-2-31-31)] 4-31= 126 мм.
Магнитное напряжение в спинке ротора (5.192)
FC2 = 10-®ЯС2 LC2^ 10-3.245-126 = 31 А.
Суммарная МДС на пару полюсов (5.151)
Г W 尸=2尸6 + 2尸口 + 2%2 + 冗1 + 几2 = 2.350 + 2•38,4 +
+ 2-31,2+ 105+31,0 = 975 a-
Коэффициент насыщения магнитной цепи двигателя (5.195) 施=2尸/2& =975/2 • 350= 1,39.
Намагничивающий ток статора (5.196)
zu = pSf/0,9加严 1綜61 = 2• 975/0,90• 3• 176• 0,958 = 4,28 A•
Главное индуктивное сопротивление обмотки статора (5.199) хт =々е/ном〃出=0,96.380/4,28 = 85,2 Ом.
Коэффициент магнитного рассеяния (5.198)
% = xj^m = 1,74/85,2 = 0,02；
так как Л ц <1,7 и。以=0,02<0,05, то расчета ЭДС Е。не требуется.'
Потери и К〃〃 (см. § 6.1)
Основные магнитные потери в спинке статора (6.5)
Рм,с1 = 1.7^1,0/50 B^i GC1 =1.7-2,5-1.5Р-19 =184 Вт,
где Gci — расчетная масса спннкн статора (6.3):
Gcf= 7,8・10-б 4 任1 九仃冗(Ан—hi) =7,8-IO-6-140-0,95-24,Зл(272—24,3)=19；кг. 132
62 Основные магнитные потери в зубцах статора (6.6)
「MZ1= l，7Pi,o/5oB；iGzi = 1,7・2,5・1,912・5,2 = 80,6 Вт,
где Gzi — расчетная масса стали зубцового слоя (6.4):.
Gzi = 7,8* 10—6 li ^C1 [hzi 冗(Z\ + 修)一Sm Zj =
=7,8- IO-6-140-0,95 [19,2л (182 — 19,2) — 154-48] = 5,2 кг;
Sni — площадь паза в штампе (5.19):
5口1 =。，5 (% + %) ЛП1 + 0,5 (b；i + ^Ш1) % + ^ш1 论ш1 =
= 0,5 (9,62+ 7,38) 16,4 + 0,5(7,38 + 3)-2+3.0,8= 154 мм，
Основные магнитные потери (6.7)
Рм = Рмд + Рьш = 184 + 80,6 = 264,6 Вт.
Электрические потеря в обмотке статора (6.8)
Рп = % /1 4 = 3-16,62-1,1 = 909 Вт.
65 Электрические потери в обмотке ротора (6.9)
厶2 =加2吗 % = 38•432,62.4,21・10-6 = 299 ВT,
где г2 = & + 4п = (3,63 + 0,58). 10-6 = 4,21.10—g Ом.
Механические потери (6.13)
「мех = ^т («Г 10~3)2 (Dih，10~2)4 = 1 (1500・ 10-3)2(272-10-2) = 123 Вт;
так как 2P=4, то 居=1.
Добавочные потери (6.19) при номинальной нагрузке двигателя Рдоб = °,005Рном-10W = 0,005・ 15・ 103/0,89 = 85 Вт.
Суммарные потери (6.22)
2P = (Рм + Рэ! + Ра% + Рмех + Рдоб) • 1°一3 == (264,6+ 909 +299+ 123 + 8 5)，107= 1,68 кВт.
Подводимая к двигателю мощность (6.23)
Pi = Phom +2P = 15+ 1,68= 16,68 кВт.
КПД двигателя (6.21)
П = Рном/Pi = 15/16,68 = 0,90.
Рабочие характеристики (см. § 6.6)
Расчетное сопротивление (6.69)
= 0,37口点(1 + 器旷 + [居(1 + 器)+ 券『口 89,2 оm.
Полная механическая мощность (6.70)
Р； = % + Рдоб + Рмех = 15 000 + 85 + 123 = 15 208 Вт.
Величина Л (6.67)
纟=% %。m/(2Р3 - G=3.3802/(2.15 208) - 1,1 = 13,12.
Величина В (6.68)
В = 24 + R = 2」3,12 + 89,2 = 115,44.
Скольжение (6.66)
SH0M = 4 —/爾―с； г；в]/ В= [13,12 — ]/' 13,122— 1,022 . 0,37-115,44 //115,44 = 0,016,
где G = 1 + Xi/хщ = 1 + 1,74/85,2 = 1,02.
Эквивалентные сопротивления рабочей цепи схемы замещения: активное (6.72)
%KB = q G+d 力/$= l，02・l,l + l,022-0,37/0,016 = 25,12 Om; индуктивное (6.73)
4KB = Qq + c；%； = 1,02*1,74 + 1,022*3,8 = 5,72 Ом； полное (6.71)
4KB = / 4в + 4в = К25,122 + 5,722 = 25,7 Ом.
Коэффициент мощности в рабочей цепи схемы размещения (6.76) cos % = гэкв /^экв = 25,12/25,7 = 0,977 •
Ток в рабочей цепи схемы замещения:
полный (6.75)、
石= %н°м/%кв=380/25,7= 14,78 Л;
активная составляющая тока (6.77)
丁，2а =，2с0stp2 = 14,78• 0,977 = 14,44 4;
реактивная составляющая тока (6.78)
，2р =，2si"Ф2= 14,78-0,214 = 3,16 А.
Ток статора: активная составляющая (6.79)
'1а ~ ‘0а + ^2а = °，392 + 14,44 = 14,80 4;
реактивная составляющая (6.80)
Zip = /°р + J% = 4,28 + 3,16 = 7,44 А;
полный ток (6.83)
Лном = К/1а + /?р =/14,802 + 7,442 = 16,6 А.
Коэффициент мощности (6.84)
cos Фшом = /ia〃inoM — 14,80/16,6 = 0,89.
Потребляемая двигателем мощность (6.85)
Pihom = mi UjnoM Аа = 3・380・ 14,80 = 16 870 Вт.
Электромагнитная мощность (6.11)
Рзн = Р1 —(Р^ + Рм)・ 103= 16 870 —(909 + 264,6)・ 10—з= 15,7 кВт.
Частота вращения ротора (6.86)
"ном = «1 (1 — Shom) = 1500 (1 —0,016) = 1476 об/мии.
Электромагнитный момент (6.87)
Мном = 9,55РэМ*103/пноМ = 9,55-15,7-Юз/1476 = 101 Н・м・
КПД двигателя
П = Phom/Pihom = 15,0/16,87 = 0,89.
В табл. 6.3 приведены результаты расчета рабочих характеристик двигателя рабочие характеристики двигателя представлены на рис. 6.4.
Критическое скольжение (6.89)
% ^/^ + ^ 芯)-1,02-0,37/(1,74+ 1,02-3,8) = 0,067.
Перегрузочная способность двигателя (6.88)
〜 Ghom/$кр) + (s^p/shom)十 Rkp —
Whom2 + /?кр
(0,016/0,067) + (仇067/0,016)+0,39. Л1
==2,01,
2 + 0,39
где Rkp=2『iSkp/c"；=2：1J ・0,067/1,02・0,37=0,39 Ом.
Пусковые параметры двигателя“
Активное сопротивление короткого замыкания при 5=1 (6.46)
4,口 = % 尸1 十片厂；口= 1,02-1,1 + lt022 -0,765 = 1,92 Ом,
где г 2П —0,765 (см. п. 4.10).
Составляющая коэффициента пазового рассеяния статора, зависящая от насыщения (647),
^ninep = (：：； • - + F ) ^ =卜7 зГ 2彳十 *) • 1 = 0，686 •
〈b2 + 26ш1^m1 丿 \7,38+2。3 . 3 /
Переменная составляющая коэффициента проводимости рассеяния статора (6.50)
入Апер =入m пер + 九д» = °,686 + 1,47 = 2,16,
где Хд] см. в п. 3.22.
Составляющая коэффициента пазового рассеяния ротора, зависящая от насыщейия (6.52),
Ап2 пер = l,12-103AM2/Z2= 1」2・ 103*0,6/432,6= 1,55.
Переменная составляющая коэффициента проводимости рассеяния ротора (6.54)
^2пер =入m пер 十九双2 = 1,55 + 2,13 = 3,68,
где Хд2 см, в п. 4.12.
Переменная составляющая индуктивного сопротивления короткого замыкания (6.55)
Хцер =(G Х1 ^1пер/九 1)十
+ Нх2П^пер /х；) = (1,02.1,74.2,16/4,08)+(1,022.3,5-3,68/7,08)= 2,84 Ом, где Xi см. в п. 3.24,入;一в п. 4.15.
Таблица 6.3
Расчетная формула
Относительная мощность
0,25
0,50
0,75
l.o
1,25
Р* = РНОМ Р2* > Вт
3750
7500
Il 250
15000
18 750
РДОб = Рдоб ^2* > Вт
5,3
21,2
47,8
85
133
R；=尸2 + Р；об + ^мех + Рмех, ш» Вт
3878
7644
11 421
15 208
19 006
А = «il/?B0M/(2Р?— 〃
54,2
27,4
18
13,12
9,2
S=24 + R‘
197,6
144
125,2
115,44
107,6
自4-]/ ^-<^г2в\1В
0,004
0,006
0,010
0,016
0,021
г*кв = CjTi 十 c；r?/s, Ом
97,1
60,1
38,0
25,12
20,3
4KB = q我+彳g，Ом
5,72
.5,72
5,72
5,72
5,72
^h > 4cB+ *、, ом
97,5
60,5
38,6
25,7
20,9
COS(₽2= Гэкв/гэкв
0,996
0,993
0,984
0,977
0,968
^/2 e t/l/Z3KBJ A
3,90
6,80
9,84
14,78
17,30
^2a ^ ^2 С<^>Ф2» A
3,88
6,76
9,78
14,44
18,2
，2p =，2 ®П 中2，A
0,36
0,69
1,74
3,16
4,32
厶a = ^oa +，2a，A
4,27
7,45
10,2
14,80
18,6
/fp = Л)р +，2p，A
4,64
4,97
6,02
7,44
8,60
/L了当+丐，A
6,3
7,9
11,6
16,6
20,2
cos q)£ = ha〃i
0,680
0,778
0,87
0,893
0,890
Pi^BijUtl^, Вт
4867
8823
11 628
16 870
21 204
Я =PJP$
0,77
0,85
0,96
0,89
0,88
Рэ! = rj, Вт
131
206
444
909
1346
Рэм = Pl (Pk+ Pm) • 10-\ кВт
4,47
8,35
10,92
15,70
19,60
na = /Zi(l—s), об/мин
1494
1491
1485
1476
1468
M =9,55 • 103 Рэм/п2,F H • м
28,5
53,0
70,2
101,0
127,5
136
Постоянная составляющая индуктивного сопротивления короткого замыкания (6.57)
хпост = С1Х1хпост = С1Х1入i — Миер入i — Миер断断2 * % — Миер 卜 С1 х2п 772 * % — Миер 卜 С1 х2п 77
хпост = С1Х1
хпост = С1Х1
入i — Миер
入i — Миер
断
断
2 * % — Миер 卜 С1 х2п 77
2 * % — Миер 卜 С1 х2п 77
4,08 — 2,167,08 — 3,68
= 1,02」，74 丄％「J 十 1,022・3,5 亠、心一二 2,66 Ом.
Индуктивное сопротивление короткого замыкания для пускового режима (6.59)
“к,п* /ост + & “иер = 2£6 + 0,25*2,84 = 3,37 Ом, где kx = 0,25.
Начальный пусковой ток (6.91)
G ^хном/ К <П + х；п = 38о/ /1,922 + 3,372 = э7>6 厶， кратность пускового тока
厶 и〃1ном = 97,4/16,6 = 5,86.
Начальный пусковой момент (6.92а)
Л4Д = рm^ /m ^2п^Лл = 2,3,97,62*0,765/2?1 «50 = 139 h，m, кратность пускового тока
Мц/Мном= 139/101 = 1,37.
Тепловой расчет (см. § 6.7)
Превышение температуры внутренней поверхности сердечника статора иад температурой воздуха внутри двигателя (6.93)
ABuoBi =々ABuoBi =々坛 Рп(2“％0 + Рм坛 Рп(2“％0 + РмjiDj 4 ctfjiDj 4 ctf
ABuoBi =々
ABuoBi =々
坛 Рп(2“％0 + Рм
坛 Рп(2“％0 + Рм
jiDj 4 ctf
jiDj 4 ctf
1,07・909・(2・ 140/697)+264,6
—~3114n85"4071TT5J02&~=*
где «!= 11,2-Ю-5 Вт/(мм2.℃); 1,2 и ke =1,07.
Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора (6.94)
А%А%%厶但儿m)Zi 〃1 4%厶但儿m)Zi 〃1 4儿8KB儿8KB16*；кв16*；кв
А%
А%
%厶但儿m)
Zi 〃1 4
%厶但儿m)
Zi 〃1 4
儿8KB
儿8KB
16*；кв
16*；кв
1,07・909 (2・140/697) / 0,41,07・909 (2・140/697) / 0,448-50-14048-50-14016 • 10一516 • 10一5"2+7,38 \_+ 16-130-10-5 I 3,8 &"2+7,38 \_+ 16-130-10-5 I 3,8 &
1,07・909 (2・140/697) / 0,4
1,07・909 (2・140/697) / 0,4
48-50-140
48-50-140
16 • 10一5
16 • 10一5
"2+7,38 \_
+ 16-130-10-5 I 3,8 &
"2+7,38 \_
+ 16-130-10-5 I 3,8 &
где П1=2Лп1+^п1+^и1в2' 16,4+7,4+9,6=50 мм; по рис. 6.7 при d/d班з==1,32/ /1,405=0,94
:kВ = 130.10_5 Вt/(мм.℃).
Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей обмотки статора над температурой воздуха внутри двигателя (6.97)
—疑®Рз1®т/4р0 _0 21,07・909(2・208,5/697) —°
△8nlM 2冗。1友1 雹 一 2-3,14-185-66,5-11,5-10-5 -''
Перепад температуры в изоляции лобовой части обмотки статора (6.98). Так как лобовая часть обмотки статора не имеет дополнительной изоляции, то первое слагаемое в скобках выражения (6.98) равно нулю:
Двиз.л!=Двиз.л!=电「式(2'л1/‘ cpi)论ni电「式(2'л1/‘ cpi)论ni2Zi /7Л1 /Л112%кв2Zi /7Л1 /Л112%кв
Двиз.л!=
Двиз.л!=
电「式(2'л1/‘ cpi)论ni
电「式(2'л1/‘ cpi)论ni
2Zi /7Л1 /Л112%кв
2Zi /7Л1 /Л112%кв
16,41,2・130・6з16,41,2・130・6з6℃.6℃.1,07・909(2・208,5/697)~2-48-50,3^208,5
16,4
1,2・130・6з
16,4
1,2・130・6з
6℃.
6℃.
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой воздуха внутри двигателя (6.101)
АВ； = (А0ПОВ1 + Д0И31)蕾 + (А0Л1 + Двиз.л1)瑞=
=(14 + 3,8)響"+ (13,0 + 6,0)-嘗，5一 =18,4 ℃.
Условная поверхность охлаждения двигателя (6.109)
5ДВ-= (JiD1H + 8rtp/ip)(G +2ZB1) = (я-272 +8-310)(140 + 2-66,5) = 9,1-105 мм^.
По рис. 7.2, а при высоте оси вращения 160 мм kphp = 310 мм.
Суммарные потери, отводимые в воздух внутри двигателя (6.104), 广2PB — 2Р‘ ■ (1 — ^)(^э,ni + Рм) — 0,9Рмех
г = 1595 — (1—0,2)(391 +264,6)—0,9-123 = 960 Вт, где
^Э,П1 = ^РЭ1-^- = 1-07.909-^- = 391 Вт;
2Р^ = SP — (fe0— 1)(Рэ1 + Рэз) = 1680 — (1,07 —1)(909 +299) = 1595 Вт.
Среднее превышение температуры воздуха внутри двигателя над температурой охлаждающей среды (6.102)
двв = WPb/S亚=&в = 960/9 J105・2,5・ 10-5= 42,2 ℃•
По рис. 6.8 при Dih=272 мм ав==2,5-10-5.
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой охлаждающей среды (6.110)
Де1= А& + Двв = 18,4 + 42,2 = 60,6сС.
Полученное значение превышения температуры не превосходит допустимого значения для класса нагревостойкости F по ГОСТ 183-74 (см. табл. 3.1).
Расчет вентиляции (см. § 3.3)
ЮЛ. Наружный диаметр центробежного вентилятора принимаем DH=280 мм.
Окружная скорость лопаток по наружному диаметру вентилятора (3.6)
/ = лРн Лном/60.103 = л-280.1476/60-Ю3 = 20,7 м/с.
Требуемый расход охлаждающего воздуха при способе охлаждения 1С0141 (3.5)
QB = о,9- ю-3 mSPB /〃ном.10-з£>н・10—2/а8в =
=0,9-10-3-2,5.960 К 1476-Ю-з.280-10-2 /42,2 = 0,105 м3/с.
Поперечное сечение межлопаточного канала на выходе воздуха (3.7) Sb= 2・ 106QJ0,45% = 2・心・0,105/0,45・20,7=22,5・ 10з мм2ф
Аэродинамическое сопротивление (3.9)
Z = 12,3 ("н°м・ 10~Т (%• 10-2)2 觴=.
=12,3 (1476- 10-з)2 (272. ю-2)2/0, Ю52 =： 18-103 Па.с2/мб.
Окружная скорость лопаток по внутреннему диаметру вентилятора (3.8)
Кн = /%- 1，85ZQ； = ]/ 20,7- 1,85-18-103.0,1052 = 10,2 м/с.
Внутренний диаметр вентилятора (3.10)
Рвн = 60-103увн/ялном = 60-103 - 10,2/л• 1476 == 133 мм.
Числа лопаток вентилятора (3.11)
Л/л = 6DH/(PH — 4н) = 6-280/(280 — 133) = 11.
Площадь одной лопатки вентилятора (3.12)
5л = Sb (Пн — ПВн)/2яРн = 22,5-Ю3 (280 — 133)/2冗・280 = 1,9・ 1 葷 мм2.
Глава седьмая
КОНСТРУИРОВАНИЕ АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ КОНСТРУИРОВАНИЯ
После электромагнитного расчета электрической машины приступают к следующему этапу ее проектирования — конструированию. Конструирование начинается с разработки чертежей общего вида машины (продольного и поперечного разрезов). При этом выполняют некоторые механические расчеты, например расчет вала, подшипников.
В процессе конструирования необходимо учитывать техникоэкономические требования к проектируемой машине. На конструкцию влияют исполнение машины по степени защиты, способ охлаждения и способ монтажа (см. гл. 1). Кроме того, необходимо иметь в виду условия эксплуатации машины: климатические воздействия внешней среды (температура, влажность воздуха, высота над уровнем моря, солнечная радиация, дождь, ветер, резкие смены температуры, соляной туман, иней, действие плесневых грибов, содержание в воздухе коррозионно-активных веществ.) Исполнения двигателей для различных климатических районов определены ГОСТ 15150-69 и ГОСТ 15543-70; механические воздействия —— вибрации, удары.
Требования к электрическим машинам в части воздействия механических факторов изложены в ГОСТ 16962-71.
Конструирование электрической машины должно осуществлять- ся в неразрывной связи с технологией ее изготовления, с широким применением отраслевых и заводских нормалей на детали и сборочные единицы. В основу конструирования должна быть положе- на наиболее совершенная имеющаяся конструкция электрической машины. Например, конструирование трехфазных асинхронных двигателей целесообразно вести на базе двигателей серии 4А.
СТАНИНА
Станина представляет собой остов электрической машины, в ко- тором расположен сердечник статора с обмоткой. Станина воспри- нимает механическую нагрузку от сердечника статора с обмоткой
Рис. 7.1. Асинхронные двигатели серии 4А:а — исполнение IP44 с алюминиевой оболочкой; 6 — исполнение IP44 с чугунной оболочкой;в — исполнение IP23 с литой еболочкой; г ™ исполнение IP23 со сварной оболочкойРис. 7.1. Асинхронные двигатели серии 4А:а — исполнение IP44 с алюминиевой оболочкой; 6 — исполнение IP44 с чугунной оболочкой;в — исполнение IP23 с литой еболочкой; г ™ исполнение IP23 со сварной оболочкой
Рис. 7.1. Асинхронные двигатели серии 4А:
а — исполнение IP44 с алюминиевой оболочкой; 6 — исполнение IP44 с чугунной оболочкой;
в — исполнение IP23 с литой еболочкой; г ™ исполнение IP23 со сварной оболочкой
Рис. 7.1. Асинхронные двигатели серии 4А:
а — исполнение IP44 с алюминиевой оболочкой; 6 — исполнение IP44 с чугунной оболочкой;
в — исполнение IP23 с литой еболочкой; г ™ исполнение IP23 со сварной оболочкой
и от ротора (через подшипниковые щиты), кроме того, станина участвует в процессе теплопередачи от сердечника статора к охлаждающей среде.
Конструкция станины асинхронного двигателя в значительной степени определяется исполнением двигателя по степени защиты.
Станины двигателей со степенью защиты IP44 имеют цилиндрическую форму и снабжены наружными продольными ребрами, увеличивающими поверхность охлаждения (рис. 7.1, а и 6). Необходимое количество ребер пр и их высоту йр определяют следующим образом. По рис. 7.2, а определяют условную поверхность охлаж-
охлажденияохлажденияРис. 7.2. Условная поверхностьРис. 7.2. Условная поверхность八php (а)八php (а)ребристой станиныребристой станиныи высота ребер 坛(6)и высота ребер 坛(6)Рис* 7.3. Продольные ребра литых станин асинхронных двигателей исполнения IP44Рис* 7.3. Продольные ребра литых станин асинхронных двигателей исполнения IP44
охлаждения
охлаждения
Рис. 7.2. Условная поверхность
Рис. 7.2. Условная поверхность
八php (а)
八php (а)
ребристой станины
ребристой станины
и высота ребер 坛(6)
и высота ребер 坛(6)
Рис* 7.3. Продольные ребра литых станин асинхронных двигателей исполнения IP44
Рис* 7.3. Продольные ребра литых станин асинхронных двигателей исполнения IP44
дения станины на единицу ее длины (np/ip), представляющую собой произведение числа ребер пр, приходящихся на !/4 окружности станины, на их высоту йр. Затем по рис. 7.2,6 определяют высоту ребра йр. Число ребер, приходящихся на 1/4 окружности станины,
Мр =(九р 九 р)/%р・(7.1)
Угол между двумя соседними ребрами
«р = 90°//1р.(7.2)
Обозначения размеров ребра даны на рис. 73
Радиус скругления вершины ребра R и угол между стенками ребер рр принимаются в зависимости от высоты оси вращения h по табл. 7.1.
7Л77Л7НаименованиеВысота оси вращения 儿 мм56; 637180—132160-250250 и болееРадиус в верхней части, мм1,01,51,52,53,0—4,5Угол между стенками ребра3,0。3,0°4,0°4,0°4,0°НаименованиеВысота оси вращения 儿 мм56; 637180—132160-250250 и болееРадиус в верхней части, мм1,01,51,52,53,0—4,5Угол между стенками ребра3,0。3,0°4,0°4,0°4,0°Таблица 7.1Таблица 7.14.5774.577Рис. 7.4. Трехфазный асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором исполнения IP44 типа 4А200М2(37 кВт, 220/380 В, 2P=4):/ — обмотка статора； 2 — обмотка ротора; 3 — вводное устройство; 4 — рым-болт; 5 — сердечник статора； 6 — сердечник ротора; 7 — вал; 8 — станина; 9 — щит подшипниковый; 10 — воздухонаправляющий щиток; //— крышка подшипии ков а я внутренняя； 12 — крышка подшипниковая наружная; 13 — вентилятор； 14 — кожух вентилятора； 15 — шайба пружинящая; 16 —болт заземляющийРис. 7.4. Трехфазный асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором исполнения IP44 типа 4А200М2(37 кВт, 220/380 В, 2P=4):/ — обмотка статора； 2 — обмотка ротора; 3 — вводное устройство; 4 — рым-болт; 5 — сердечник статора； 6 — сердечник ротора; 7 — вал; 8 — станина; 9 — щит подшипниковый; 10 — воздухонаправляющий щиток; //— крышка подшипии ков а я внутренняя； 12 — крышка подшипниковая наружная; 13 — вентилятор； 14 — кожух вентилятора； 15 — шайба пружинящая; 16 —болт заземляющийружной поверхностью к станине способствует более эффективнойружной поверхностью к станине способствует более эффективной
7Л7
7Л7
Наименование
Высота оси вращения 儿 мм
56; 63
71
80—132
160-250
250 и более
Радиус в верхней части, мм
1,0
1,5
1,5
2,5
3,0—4,5
Угол между стенками ребра
3,0。
3,0°
4,0°
4,0°
4,0°
Наименование
Высота оси вращения 儿 мм
56; 63
71
80—132
160-250
250 и более
Радиус в верхней части, мм
1,0
1,5
1,5
2,5
3,0—4,5
Угол между стенками ребра
3,0。
3,0°
4,0°
4,0°
4,0°
Таблица 7.1
Таблица 7.1
4.577
4.577
Рис. 7.4. Трехфазный асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором исполнения IP44 типа 4А200М2
(37 кВт, 220/380 В, 2P=4):
/ — обмотка статора； 2 — обмотка ротора; 3 — вводное устройство; 4 — рым-болт; 5 — сердечник статора； 6 — сердечник ротора; 7 — вал; 8 — станина; 9 — щит подшипниковый; 10 — воздухонаправляющий щиток; //— крышка подшипии ков а я внутренняя； 12 — крышка подшипниковая наружная; 13 — вентилятор； 14 — кожух вентилятора； 15 — шайба пружинящая; 16 —
болт заземляющий
Рис. 7.4. Трехфазный асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором исполнения IP44 типа 4А200М2
(37 кВт, 220/380 В, 2P=4):
/ — обмотка статора； 2 — обмотка ротора; 3 — вводное устройство; 4 — рым-болт; 5 — сердечник статора； 6 — сердечник ротора; 7 — вал; 8 — станина; 9 — щит подшипниковый; 10 — воздухонаправляющий щиток; //— крышка подшипии ков а я внутренняя； 12 — крышка подшипниковая наружная; 13 — вентилятор； 14 — кожух вентилятора； 15 — шайба пружинящая; 16 —
болт заземляющий
ружной поверхностью к станине способствует более эффективной
ружной поверхностью к станине способствует более эффективной
Три или четыре ребра, равномерно расположенных по периметру станины, делают утолщенными. В их торцах сверлят отверстия и нарезают резьбу для крепления подшипниковых щитов болтами.
Станины и подшипниковые щиты асинхронных двигателей исполнения IP44 изготавливаются в зависимости от высоты оси вращения из следующих материалов:
h, ммМатериал станины и подшипниковых щитов -
50——63 Алюминиевый сплав
74——160Алюминиевый сплав или чугун в любом сочетании
180—250 Чугун
280—355 Чугун или сталь
Внутреннюю гладкую поверхность станины двигателей исполнения IP44 обрабатывают под посадку сердечника статора. Получаемое при этом плотное прилегание сердечника статора всей на
Возможно также изготовление станин асинхронных двигателей методом《облнва》сердечника статора алюминиевым сплавом под давлением.
Лапы асинхронных двигателей либо отливаются заодно со станиной, либо изготавливаются отдельно и крепятся к ней.
Станина двигателя должна иметь достаточную жесткость и прочность, что является необходимым условием надежной работы любой электрической машины. При недостаточной жесткости прогиб станины нарушает равномерность зазора между сердечниками статора и ротора. Это наиболее опасно для асинхронных двигателей, так как воздушный зазор у них мал и даже небольшое нарушение его равномерности может вызвать возникновение значительных сил магнитного тяжения. В результате ухудшаются свойства двигателя или даже происходит задевание ротора о статор.
143
Рис. 7.6. Трехфазный асинхронный двигатель с корот- козамкнутым ротором исполнения IP23 типа 4AH200L4 (55 кВт, 380/660 В, 2PH4):
/ — обмотка статора; 2 ^ обмот* ка ротора; 3 — вводное устрой^ ство; 4 — рым-болт; 5 — cepueq. ннк статора; 6 — сердечник ро・ тора; 7 — вал; 8 — станина; 9 — ЩИТ ПОДШИПНИКОВЫЙ； /0 —воз- духонаправляющий щиток; //— жалюзи; 12 •— крышка подтип* никовая внутренняя； /3, м — крышки подшипниковые наруж・ ные; 15 — шайба пружинящая; /6 — жалюзи; /7 — болт зазек* ляющий
Деформация станины вызывается силой тяжести сердечника статора с обмоткой и окружными усилиями, созданными вращающим моментом, а также силами одностороннего магнитного тяже- ния. Допускается суммарный прогиб станины не более 5 % воздушного зазора.
Рис. 7.7. Сравнение станин круглой и прямоугольной формыРис. 7.7. Сравнение станин круглой и прямоугольной формыТолщина стенки станины в двигателях исполнения IP44, обеспечивающая необходимую жесткость, может быть принята [1]: при литье в земляные формы — по кривой Ьст=/(八)(段& 7.5); при литье чугуна в металлические коки- ли толщина стенки может быть принята на 30—40 % меньше, чем при литье в земляные формы; при обли- ве сердечника статора алюминиевым сплавом под давлением толщина стенки может быть принята на 50 % меньше, чем при литье в земляные формы по данным рис. 7.5.
Рис. 7.7. Сравнение станин круглой и прямоугольной формы
Рис. 7.7. Сравнение станин круглой и прямоугольной формы
В асинхронных двигателях исполнения IP23 сердечник статора укрепляют в станине на опорных ребрах. При этом между внутренней поверхностью станины и наружной поверхностью сердечника статора образуются вентиляционные каналы, способствующие более эффек
тивному охлаждению машины (рис. 7.6). Наличие опорных ребер повышает жесткость станины, что позволяет принять стенки ^танины несколько тоньше, чем указано на рис. 7.5.
Асинхронные двигатели с высотой оси вращения /i》280 мм исполнения по степени защиты IP23 целесообразно выполнять со станиной, имеющей прямоугольные очертания. Такая станина обеспечивает лучшее использование внутреннего объема машины, т. е. при заданном наружном диаметре сердечника статора получаем машину с меньшей высотой оси вращения (рис. 7.7), чем при станине круглой формы (^C/z). При этом незаполненные угловые объемы станины используются для прохождения охлаждающего воздуха.
Станины двигателей исполнения IP23 имеют обычно гладкую внешнюю поверхность (см. рис. 7.1, в) и внутренние продольные ребра, обработанные под посадку сердечника статора. В станине имеются отверстия (окна), закрытые жалюзи для выхода охлаждающего воздуха. Жалюзи делают штампованными из листовой стали либо отливают из алюминиевого сплава.
Для размещения вводного устройства на станине имеются специальные основания, выполненные в процессе отливки или же приваренные, а в самой станине имеются окна, через которые проходят выводные концы обмотки. На торцах станины делают заточки для посадки и центрирования подшипниковых щитов. При /г&
10001000Вид AВид A
1000
1000
Вид A
Вид A
508
Рис. 7.8. Трехфазный асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором исполнения IP23 типа 4AH315S4 (200 кВт, 380/660 В, 2卩=4):
/ — обмотка статора; 2 — обмотка ротора; 3 — сердечник статора; 4 — сердечник ротора; 5 — вал; 6—шайба нажимная; 7 — кольцо баидажиое; 8— щит подшипниковый; 5 — возду- хоиаправляющий щиток; 10, 15 — капсулы подшипника; // — крышка подшипниковая внутренняя; /2 —ша^ба для сброса отработанной смазки; 13 и 14 — жалюзи; 16 — крюк подъемный; п — кожух; 18 — вводное устройство; /9 — полустанииа; 20 — болт заземляющий
&250 мм посадочная поверхность заточки статора обычно внешняя, а при 左》280 мм ——внутренняя.
При массе двигателя 30 кг и более предусматривают один или два рым-болта, облегчающие подъем двигателей при ;их транспортировке и монтаже (рис. 7.7). В некоторых конструкциях двигателей для этой цели применяют проушины, приваренные к станине.
Двигатели имеют зажимы для заземления, снабженные элементами, предотвращающими самоотвинчивание. Один из этих зажимов располагают во вводном устройстве и один или два ——на станине или подшипниковом щите. Н
Двигатели исполнения по степени защиты IP23 с высотами оси вращения 九=280+355 мм имеют сварную полустанину, охватывающую только нижнюю половину сердечника статора. Такая конструкция двигателя с короткозамкнутым ротором показана иа рис. 7.8, а двигателя с фазным ротором — на рис. 7.9. Полустанина состоит из четырех стальных стоек, соединенных в основании продольными планками, а в верхней части — двумя ребрами из толстолистовой стали. Стойки полустанины имеют кольцевые заточки. В заточках двух наружных стоек крепятся подшипниковые щиты, а в заточках двух средних стоек ——сердечник статора с обмоткой.
Полустанина и верхняя часть двигателя закрыты кожухом из листовой стали. На боковых поверхностях этого кожуха сделаны жалюзи для выхода охлаждающего воздуха. Для удобства транспортировки в двигателях рассмотренной конструкции предусмотрены четыре крюка ——по два с каждой торцевой стороны. Такая конструкция станины дает возможность существенно уменьшить общую массу двигателя, а коробчатая форма станины позволяет улучшить его охлаждение вследствие увеличения объема внутренней полости станины. Укладка обмотки в сердечнике статора и ее пропитка при такой конструкции двигателя производятся до установки сердечника в станине. В двигателях такой конструкции значительно упрощаются уход и профилактические осмотры, так как для осмотра внутренней полости двигателя достаточно снять кожух, не нарушая монтажа и центровки статора и ротора.
На. наружной поверхности станины крепят табличку из некоррозионного материала с приведенными на ней основными техническими данными по ГОСТ-183-74.
СЕРДЕЧНИКИ СТАТОРА И РОТОРА
Сердечник статора имеет шихтованную конструкцию, т. е. состоит из предварительно отштампованных и изолированных листов электротехнической стали толщиной 0,5 мм. Для предотвращения «распушения» сердечника крайние листы штампуют из стали толщиной 1,0 мм или же их выполняют посредством точечной сварки попарно из листов толщиной 0,5 мм. В случае применения электротехнической стали марки 2013 листы после штамповки подвергают термической обработке для придания им требуемых магнитных свойств в оксидированию.
qlfelBSKdeNOMIam |寸、ma3M «занмян ■ком exgodoxI me iedoiod дзняйайомвоЕООI ZZ -л^оняно offlHo^o^bo^ aossfflraI、z fedolel。bmhh >^«sao KSKaK-ss еннеки BBHqKONOdu IQz ^a&H ■ЯНО0 口 O2qswooaoM SMSaa кааочёам н§ю I ^ "Edoe。aMSK^Saao яёячЕ丨iedmod a^HOS •9OIZ7мннинпйгои — gj ^яаоняно ЯМНОЕЮОI ^^ ^яаоняно HHHhogda。一KHWmKBH e9emIz、 -X^OMI/7qlHm ззпомннинппгоиI9、 6、 -sn •йчя^яI6 -ямкачояЕ—^KKSSVnH^sra raMSKKBarf-oe я «азамIz fedQIOd «stt^QM-^QUIg wen丨g >qOH еоннн5KAdu — kiHMmew。йоквяноояаьо яиоаоо R5 яойяэ!g iHHHUHmNoul zeHHHBSAITOUI
QKa в 099/088 HqM ooz) vsglmyHVV Винн w^^^ какфде-озаodolodHmEB и лзь ,EJHB«SKKO^^KSOrtKHmxadl .z dud
Листы сердечников статоров двигателей с высотами осей вращения 九《250 мм набирают на оправку по внутреннему диаметру. При сборке листов их ориентируют по шихтовочному знаку (полукруглой лунке). Если все листы в пакете совпадают по шихтовочному знаку, то значит все они собраны в пакет одной стороной и возможные неточности при штамповке листов не вызвали уменьшения размеров паза в свету.
Набранный пакет сердечника спрессовывают и без снятия давания пресса скрепляют специальными скобами, располагаемыми по наружной поверхности сердечника в канавках, имеющих форму ласточкина хвоста (см. рис. 7.4 и 7.6). Концы скоб загибают, и сердечник оказывается надежно скрепленным. Для сердечников статоров двигателей с высотами осей вращения /1=50+180 мм бо- лее технологична сварка пакета сердечника несколькими продольными швами по его наружной поверхности.
Сердечники статоров двигателей с высотами осей вращения Я^250 мм протачивают по наружному диаметру. Обработанные таким образом поверхности сердечников обеспечивают лучший тепловой контакт их со станиной.
Соединение сердечника статора со станиной осуществляется одним нз следующих способов. В двигателях малых габаритов с алюминиевой станиной сердечник статора «обливается» алюминием. Если же станина чугунная, то при /1^250 мм обмотанный и пропи- танный сердечник статора впрессовывают в станину. При этом в станине предусмотрена «заходная» часть, обработанная по несколько большему диаметру по сравнению с посадочной частью.
Серд甲ннкн статоров двигателей с /i》280 мм набирают из ла- кированных листов (предварительно с листов снимают заусенцы, образовавшиеся при штамповке). При этом листы либо набирают непосредственно в станину и в процессе опрессовки закрепляют кольцевыми или поперечными шпонками (двигатели со степенью защиты IP44), либо набирают на оправку по внутреннему диаметру вне станины и скрепляют стальными планками, заложенными в неглубоких канавках и приваренными к нажимным шайбам и частично к спинке сердечника статора (двигатели со степенью защиты IP23).
В двигателях исполнения по степени защиты IP23 с высотами осей вращения 用=280+355 мм (см. рис. 7.8 и 7.9) к сердечнику статора приваривают по бокам две стальные пластины. Этими пластинами -сердечник опирается на края полустанины и крепится к ней болтами.
Сердечники роторов асинхронных двигателей шихтуют из листов, отштампованных из высечки листов статоров. Если применяется электротехническая сталь марки 2013, то после штамповки листы подвергают термической обработке для получения необходимых магнитных свойств и оксидированию для получения на поверхности листов тонкой оксидной пленки в пазах и между зубцами. Оксидная пленка изолирует стержни короткозамкнутого ротора от
сердечника, а также листы сердечника ротора друг от друга, что способствует уменьшению потерь в двигателе.
Листы короткозамкнутых роторов набирают на оправку по внутренней вырубке листов. При этом следят за совпадением шихто- вочного знака. Набранный на оправку и опрессованный пакет ротора поступает на заливку алюминием. Затем пакеты снимают с оправки и напрессовывают на вал. В двигателях с /1^250 мм пакет ротора напрессовывают на вал без шпонки с предварительным нагревом до температуры 400—500 ℃, а в двигателях с /i》280 MM пакет ротора напрессовывают на вал со шпонкой (см. рис. 7.8 и 7.9).
Сердечники роторов протачивают до необходимого размера по наружному диаметру. При этом в целях уменьшения замыкания между листами ротора и выступающим в шлицах полузакрытых ггазов алюминием целесообразна механическая обработка ротора ротационным резанием — свободно вращающимся резцом с круговой режущей кромкой.
В случае фазного ротора листы собирают в пакет сердечника непосредственно на валу, имеющем с одной стороны упорный заплечик, а с другой ——канавку для кольцевой шпонки (см. рис. 7.9), запирающей сердечник на валу после опрессовки. Сердечник ротора сжимается двумя нажимными шайбами. Имеющиеся на этих шайбах приливы служат обмоткодержателями.
74 ВАЛ
Вал электрической машины несет на себе вращающуюся часть ——сердечник ротора с обмоткой и другими элементами (обмоткодержателями, контактными кольцами). При этом вал работающей электрической машины испытывает действие вращающего (крутящего) момента, а также действие изгибающего момента, вызванного силой реакции механической передачи. Эта реакция наиболее значительна при ременных и зубчатых передачах. Кроме того, в машинах горизонтального исполнения вал испытывает изгибающие усилия от силы тяжести расположенных на нем сборочных единиц (сердечника с обмоткой, коллектора и т. п.). И, наконец, вал любой электрической машины испытывает изгибающие усилия от сил одностороннего магнитного тяжения, действующих на сердечник ротора при неравномерном воздушном зазоре. Для обеспечения надежной работы электрической машины вал должен быть достаточно прочным во всех своих сечениях, чтобы без появления остаточных деформаций выдерживать все нагрузки, возможные при эксплуатации машины.
Кроме того, вал должен иметь достаточную жесткость, чтобы прогибы вала при работе машины не достигали значений, при которых возможны значительные искажения равномерности воздушного зазора между статором и ротором (якорем).
Расчет вала возможен лишь после конструирования машины, когда известны длина вала и размеры всех его частей. Поэтому
сначала диаметр вала в месте посадки сердечника Ь5=£>2вн опре- деляют ориентировочно. Например, для асинхронных двигателей его определяют по соотношению (5.7). А после определения всех размеров вала производят окончательный его расчет на жесткость и прочность и в случае необходимости вносят изменения в предварительно принятый размер £)2Вн-
Конструкция вала асинхронных двигателей единой серии с различными высотами оси вращения показана на рис. 7.4, 7.6, 7.8, 7.9.
В целях повышения технологичности валы двигателей с высо
тами оси вращения /1^250 мм выполняют с минимальным числом стукене% (см. рис. 7.4, 7.6). Вал двигателей с 九>280 мм делают многоступенчатым (рис. 7.10) с упорным заплечиком для осевой фиксации пакета ротора. В двигателях с фазным ротором в конце вала со стороны расположения контактных колец просверливают центральное отверстие для размещения проводов, соединяющих обмотку ротора с контактными кольцами (см. рис. 7.9).
При конструировании вала электрической машины следует руководствоваться рекомендациями приложения П. 4 по выбору диаметра 由 и длины G выступающего конца вала по наибольшему значению вращающего момента.
Расчет вала на жесткость. Расчет вала на жесткость состоит в определении результирующего прогиба вала посредине сердечника ротора, мм,
f — N fn +/м>(7.3)
где fT — прогиб вала от силы тяжести; fn — прогиб вала от реакции передачи; fM ——прогиб вала от силы магнитного тяжения.
Результирующий прогиб вала f у асинхронных двигателей ие должен превышать, мм,
/<0,126,(7.4)
где 6 ——односторонний воздушный зазор между статором и ротором, мм.
Участок b (рис. 7.10)
мм
力， мм
мм?
立一碎一1，
ММ3
М1Г-Х
或， мм2
心一才Т мм?
處一九1 仁 мм~
1
Г —i, мм 4
Участок а (рис. 7.1(
>0 Z> мм
厶
)
山，мм
Jj, мм4
X/, ММ
Xp мм3
Xi—x]_f мм*
w一*一1
—1 мм
Ji
В исключительных случаях допускается /=0,156. Если же условие (7.4) не выполняется, то диаметр dg следует увеличить и расчет повторить.
Для определения жесткости вала с учетом его ступенчатой формы необходимо разбить вал на участки (рис. 7.10) и составить таблицу, по форме соответствующую табл. 7.2.
Прогиб вала посредине сердечника ротора под действием силы тяжести, мм,
fT=^-(a256 + ^Sa)10«,(7.5)
где 尸2—сила тяжести (вес) сердечника ротора с обмоткой и участком вала по длине сердечника, Н; Е― модуль упругости материала вала, Па (для стали марки 45 Е=2,06> 10й Па); a, b н I — участки вала по рис. 7.10, мм.
Значения Sa и Sb определяют по табл. 7.3, при этом момент инерции, мм4,
Ji = nd，/64,(7.6)
где 必一диаметр рассматриваемого участка вала, мм.
В табл. 7.2 приводятся значения у(, х(, представляющие собой расстояния от соответствующей опоры до рассматриваемого сечения вала (рис. 7.10).
Силу тяжести сердечника ротора и участка вала по длине сердечника 尸2 определяют приближенно, принимая объем этих эле-
ментов однородным, имеющим удельную силу тяжести 71,6 Н/мм3 для ротора с короткозамкнутой алюминиевой клеткой или 78,5 Н/мм3 для фазного ротора. Таким образом, сила тяжести, Н, для короткозамкнутого ротора
危=56为泌一成,а а,а) • I0-6；(7.7)
для фазного ротора
尸2 = 62勾(^ - <а «к.а) -10~6；' (7.8)
здесь D2——наружный диаметр ротора, мм; /2——длина сердечника ротора без радиальных вентиляционных каналов, мм; d^a и 孔九。一 диаметр, мм, и количество аксиальных вентиляционных каналов.
При отсутствии аксиальных вентиляционных каналов второе слагаемое выражения в скобках в формулах (7.7) и (7.8) равно нулю..
Прогиб вала посредине сердечника ротора от реакции передачи
片=[(1,5/S° — Sb) а + Wa]-10\(7.9)
где So определяют, заполняя табл. 7.3; с — участок вала по рис, 7.10.
Реакция передачи, Н,
F^k^M^ACPIr,(7.10)
здесь Мном ——номинальный вращающий момент, Н-м;
尸Мн°м = 9,55 *Ю^номМном；(7.11)
Аюм ——номинальная мощность двигателя, кВт; пном ——номинальная частота вращения, об/мин; г ——радиус делительной окружности шестерни, окружности кулачков муфты или окружности шкива, мм; 右н ——коэффициент, учитывающий вид передачи: плоским ремнем 4п=3; клиновым ремнем йп=1,8; упругой кулачковой муфтой ^п=0,3; шестерней 瓦=1,05.
Размеры клиноременных шкивов и упругих муфт выбирают по приложениям П.5 и П.6.
Для двигателей с 力《250 мм, у которых вал имеет уступы только в местах посадки подшипников (см. рис. 7.4, 7.6), с достаточной точностью можно принять
Sb = ^-y^J-,(7.12)
,Sa = dT)/J；(7.13)
S^ = (a2-x^/J,(7.14)
где
/ = лП4вн/64.(7.15)
Установившийся прогиб вала от одностороннего магнитного тя-
fм =fм =/т尸м/尸2/т尸м/尸21 —/т 尸м/尸2 %1 —/т 尸м/尸2 %(7.16)(7.16)жения, мм,
fм =
fм =
/т尸м/尸2
/т尸м/尸2
1 —/т 尸м/尸2 %
1 —/т 尸м/尸2 %
(7.16)
(7.16)
здесь ео — начальный расчетный эксцентриситет ротора, мм:
" =財3+“+储(7.17)
FM — начальная сила одностороннего магнитного тяжения, Н:, 工=/2%铝6.(7.18)
При 6^0,5 мм йе=0,1; при 6<0,5 мм ^=0,15. При 2P=2 屏>=6,1; при 2P>2 6f=0,1B.
Результирующий прогиб вала от силы тяжести ротора, реакции передачи и силы магнитного тяжения определяется по (7.3).
Расчет вала на прочность. Расчет состоит в определении эквивалентного значения напряжения при совместном действии на вал изгибающего Ми и крутящего Мк моментов на участках вала с и Ь, Па:
03KB ~ /л!и + Л1к / d? ■ Ю^10.(7.19)
Если известно наиболее напряженное сечение вала, то можно ограничиться расчетом на прочность вала только в этом сечении. Однако в любом сечении вала должно соблюдаться условие
*6,7%,(7.20)
где ат — предел текучести стали, Па.
Например, для стали марки 45 0*Т=36О* 106 Па, а для стали марки СтЗ ат=240-106 Па.
Изгибающий момент в рассматриваемом сечении вала на участке с, Н • м,
ма =(川皿/嶋浦阳 + Лпк) Z； ■ 10-3,(7.21)
где Мтах/Мной ——перегрузочная способность двигателя, обычно принимается из электромагнитного расчета машины; 尸厘一сила тяжести шкива или полумуфты, Н:
%K = 9,81GmK・(7・22)
Массу шкива или полумуфты Сщк определяют по приложению П.5 или П.6.
Отрезки с и 21 измеряются от середины длины выступающего конца вала (см. рис. 7.10), если передача движения от двигателя к механизму осуществляется посредством шкива. Если же передача движения осуществляется посредством упругой муфты, то с н 2 ； отсчитываются от середины кулачков муфты, т. е.
五=0,5亿 + +，(7.23)
где L и /1——по приложению П.6.
Для определения момента Мп на участке b необходимо определить реакцию опоры В, Н,
п = (尸2 + 尸м) а + 尸и (/ + с),7 %)
Изгибающий момент в рассматриваемом сечении вала на участке Ь, Н・м,
嶋=【尸口 (с + 加 + Rb 刘 JOY(7.25)
Момент кручения, Н-м,
Мк = (Mmax/Мном) Мном・(7.26)
Марку стали для изготовления вала принимают такой, чтобы соблюдалось условие (7.20). В сечениях вала, ослабленных шпоночными канавками, расчет эквивалентного напряжения ведут по диаметру, мм,
dg =由—Лшп,(7.27)
где 九皿1 — глубина шпоночного паза, мм.
Для снижения концентрации напряжений в месте перехода от одного диаметра вала к другому не следует применять отношение диаметров соседних ступеней более чем 1,3, а радиус скругления в месте перехода должен быть не менее 0,05 диаметра вала.
Определение критической частоты вращения. Вал электрической машины представляет собой упругую систему, в которой под действием внешних сил возбуждаются колебания. Наиболее тяжелым случаем является резонанс колебаний, когда частота вынужденных колебаний совпадает с частотой собственных колебаний вала, нагруженного ротором (якорем). Такое состояние наступает при критической частоте вращения вала.
Первая критическая частота вращения вала [1] с учетом влияния магнитного притяжения сердечника ротора, об/мин,
т «кр = 950 V「二广詈丁2纟.(7.28)
犷 /т "Г /шк
Прогиб вала от силы тяжести шкива или полумуфты, мм,
fniK = fn^niH^n*(7.29)
Для устойчивой работы вала необходимо, чтобы номинальная частота вращения была меньше критической по крайней мере на
孔кр〉1 >3пном.(7.30)
Пример. Рассчитать вал трехфазного асинхронного двигателя горизонтального исполнения с короткозамкнутым ротором без вентиляционных каналов.
Исходные данные： номинальная мощность двигателя Рном=200 кВт; номинальная частота вращения пНом= 1480 об/мии; наружный диаметр ротора D2= = 380 мм, длина сердечника ротора 勾=255 мм; воздушный зазор 6=1 мм; размеры вала (рис. 7.10), мм； &=95;壮2=力=100; dz— 114; rf4= 125;办=110; d6= = 105;厶=85; c=150;勿=60; ^2=140；禽=185;匕= 420； a=460; /=880; xt=60; x2=140; глубина шпоночного паза иа выступающем конце вала АШп=9 мм.
Передача движения от двигателя к механизму осуществляется посредством кулачковой муфты МУВП1-90, имеющей массу G = 80 кГ и размеры L=350 мм, /=75 мм.
Участок b
di, мм
/о» мм4
Уь мм
近，10е мм3
106 мм3
мм
у1 ю3 ММ2
103 мм2
/ —吮7.
厶 10—?мм—8
100
4,90
60
0,216
0,216
0,044
3,60
3,60
0,734
114
5,95
140
2,744
2,528
0,425
19,60
16,00
2»689
125
11,95
185
6,332
3,588
0,300
34,22
14,62
1,223
ПО
7,20
420
74,088
67,756
9,410
176,4
112,18
15,bHU
S6=4」8So =0,023 мм-2
Участок а
心，mm
九,106 мм4
尤i, мм
%?, 103 мм3
103 мм3
，мм
100
4,90
60
216
216
0,044
105
5,95
140
2744
2528
0,425
ПО
7,20
460
97 336
94 592
13,137
S。=13,6 мм 1
Расчет вала на жесткость
Заполняем форму по табл. 7.2 и определяем значения S&, So, Sa； ре“ зультаты представлены в табл. 7.3.
Сила тяжести сердечника ротора с обмоткой и участком вала по длине сердечника (7.7)
% = 56为(心-&а "к,а) • I。-' = 56・225・3802.10-6 = 2062 Н.
Прогиб вала посредине сердечника ротора под действием силы тяжести 尸2 (7.5)
fT = ^(dSb + "Sa)・106 =
=史望(4602-10,18 + 4202-13,6)-106 = 0,0197 мм.
3-2,06-1011.8802 v
Номинальный вращающий момент (7.11)
А^ном = 9,55-103 Рном/пном = 9,55 403.200/1480 = 1292 Н-м.
Реакция передачи (7.10)
Fn = ^n^HoM*I03/r^ 0,3-1292.103/121 = 3200 Н, где 右□ = 0,3 (табл. 7.4).
Прогиб вала посредине сердечника ротора от реакции передачи (7.9) о尸 тт С
片=[1,5/So-Sb)a + bSa] 10"=
3200-150
H[(1.5-880.0,023- 10,18)-460 + 420-13,6]-10» = 0,015 мм.
Начальный расчетный эксцентриситет ротора (7.17)
«о = ^« + /т+/п = 0>Ы + 0,0197 + 0,0150 = 0,135 мм, где Ке==0,1.
Начальная сила одностороннего магнитного тяжения (7.18)
FM = kF D2 Za е0/6 = 0115 • 380• 255• 0,135/1 = 1960 Я; здесь 右f=0,15.
Прогиб вала под действием силы одностороннего магнитного тяжения (7.16)
= /т Fm/&0,0197・ 1960/2056
/м — 1 —/т Fm/(& е。)= I -0,0197-1960/(2056-0,135) = °，2 MM♦
Результирующий прогиб нала посредине сердечника ротора (7.3)
/ = /т + /п + /м = 0,0197 + 0,0150 + 0,022 = 0,057 мм,
т. е. f=0,0576, следовательно, условие (7.4) выполняется.
Расчет вала на прочность
Рассчитаем вал на прочность в наиболее напряженном сечении 1с (см. рис. 7.13) с учетом глубины шпоночного паза на выступающем конце вала АШп = =9 мм, принимаем d()=86 мм.
Сила тяжести полумуфты (7.22)“
<尸тк = 9,81Стк = 9,81 ・80 = 785 "♦
Зна(чение а； с учетом размеров полумуфты (7.23)
Z] = 0,5L十0,5k = 0,5*350 + 0,5・75 = 212 мм.
Изгибающий момент в сечении 1—1 участка с (7.21).
M^{MmaxIM^{Fu + Лик) Z；• 10Т = 2(3200 + 785).212-10^ = 1700 Н-м, перегрузочную способность двигателя принимаем равной 2.
Момент кручения (7.26)
Mr = (^max /Мном) Мцом = 2*1292 = 2584 Н * м •
Эквивалентное напряжение в сечении 1с (7.19)
4KB = к 乂之 + 破碍• 10-1。= Р17002 + 258G/8W10-1。= 6,2・ 106 Па.
Принимаем для изготовления вала сталь марки 45, тогда
аэкв/ат = 6,2・ 106/360.106 = 0,017, т. е. условие (7.20) выполняется.
Определение критической частоты вращения
Прогиб вала от силы тяжести полумуфты (7.29)
/тк = /п 尸кш/尸и = 0,015-785/3200 = 0,0037 мм.
Первая критическая частота вращения (7.28)
Лнр = 950Лнр = 9501 - /T 尸m/(尸2 %)1 - /T 尸m/(尸2 %)/т + /шк/т + /шк= 950= 9501 -0,0197・1960/(2056，0,135)0,0197 + 0,0037
Лнр = 950
Лнр = 950
1 - /T 尸m/(尸2 %)
1 - /T 尸m/(尸2 %)
/т + /шк
/т + /шк
= 950
= 950
=5700 об/мин.
Таким образом, условие (7.30) выполняется:
5700 = 1,3・1480> 1924 об/мии.
ПОДШИПНИКОВЫЕ ЩИТЫ
Для передачи механических усилий от вала к станине служат подшипниковые щиты (см. § 7.4). Материалом для изготовления подшипниковых щитов в асинхронных двигателях является алюминий или чугун (см. с. 143).
Подшипниковые щиты трудно поддаются расчету, поэтому тол-'" щина их стенок и конфигурация выбираются из технологических соображений с учетом качества отливок и необходимой жесткости при механической обработке. При этом следует стремиться к меньшей длине щита, выполняя его в форме, близкой к диску. Такая форма щита способствует уменьшению перекоса подшипников, I а при исполнении по способу защиты IP44 дает возможность уве- | личить длину оребренной поверхности станины.~f
При конструировании щитов следует избегать резких переходов ” j от толстых стенок к тонким, так как в этих местах чаще образу-'： ются усадочные раковины.—
Подшипниковые щиты двигателей исполнения IP23 имеют в торцевой плоскости отверстия, прикрытые жалюзи, для входа охлаждающего воздуха (см. рис. 7.6 и 7.8). К внутренней поверхности этих щитов крепятся воздухонаправляющие щитки из листовой стали или пластмассы, направляющие охлаждающий воздух на лобовые части обмотки статора. Расстояние от щитков до торцов лопаток ротора должно быть минимально возможным (не более 5—7 мм).
По наружному диаметру подшипниковых щитов делают ушки с отверстиями для болтов, при помощи которых подшипниковые щиты крепятся к станине. Место соединения щита со станиной называют 《замком》. Различают замки внутренний, если бортик подшипникового щита входит в расточку станины, и наружный, если подшипниковый щит «надевается» на наружную поверхность станины. Предпочтительнее наружное замковое соединение, при котором замковая поверхность щита обрабатывается изнутри, а замковая поверхность станины — снаружи. В этом случае при механиче- | ской обработке станины исключается возможность повреждения i лобовых частей обмотки, а точность обработки посадочных поверх- ! ностей подшипникового щита получается более высокой. Достига-； ется это одновременной механической обработкой спаренным режущим инструментом внутренних поверхностей замка и отвер- J стия под подшипник.
Наиболее распространенным дефектом при сборке электрической машины является перекос подшипниковых щитов, который ведет к появлению вибраций и интенсивному износу подшипников. Поэтому целесообразно такое исполнение щитов и станины, при котором ушки щитов 'И соответствующие им приливы на станине
Рис. 7.11. Трехфазный асинхронный двигатель исполнения IP44 с продуваемым ротором:
/ — уплотнительное кольцо; 2 — воздухонаправляющий щиток; 3 — щит подшипниковый; 4 — Трубка; 5 — сердечник статора； 6 — сердечник ротора; 7 — обмотка статора; 8— вал; 9— малые лопатки вентилятора
при затягивании болтов плотно смыкаются. С этой целью ушки щи- i тов механически обрабатывают заодно с проточкой замка. '
Подшипниковые щиты двигателей со степенью защиты IP23 с высотой оси вращения 九=160+250 мм (см. рис. 7.6) выполняют в виде ступицы и обода, соединенных между собой шестью ребрами Т-образного сечения, обеспечивающими подшипниковому щиту необходимые жесткость и прочность. В двигателях с высотами оси вращения 九=280+355 мм подшипниковые щиты имеют окна для
Рис. 7.12. Подшипниковые узлы с иесквозным (а) и сквозным (6) отверстиями для посадки подшипников:
/ — подшипниковый щит; 2 — пружинная- шайба; 3 — подшипник; 4 — наружная крышка; 5—внутренняя крышка
прохода воздуха, В двигателях со степенью защиты IP44 эти окна необходимы для дополнительного охлаждения сердечника ротора наружным воздухом, проходящим по аксиальным вентиляционным каналам в сердечнике ротора (рис. 7.11) под действием малых лопаток центробежного вентилятора наружного обдува.
Подшипниковые щиты двигателей с 九=50+63 мм выполняют из алюминиевого сплава с ребрами охлаждения на наружной поверхности, которые при сборке совпадают с ребрами станины.
В центральной части подшипниковых щитов имеются отверстия под подшипник. В щитах из алюминиевого сплава это отверстие армировано стальной втулкой, благодаря чему обеспечиваются постоянство размеров отверстия и возможность многократной разборки подшипникового узла без нарушения посадки подшипника.
В электрических машинах малой и средней мощности преимущественно применяют подшипники качения: шарико- и роликоподшипники.
В асинхронных двигателях с высотой оси вращения 九0132 мм отверстие в подшипниковом щите делают несквозным (рис. 7.12> а). Подшипниковые крышки в этом случае отсутствуют, а применяемые шарикоподшипники должны иметь уплотнения для предотвращения вытекания смазки из подшипника.
В двигателях с А^160 мм отверстия в щитах под подшипник делают сквозными (рис. 7.12,6), а подшипники крепят в щите посредством подшипниковых крышек.
Торцевая часть бортиков подшипниковых крышек служит для предотвращения смещения подшипников в осевом направлении.
Если со стороны выступающего конца вала установлен роликовый подшипник (обычно в двигателях с /г? 160 мм), наружные кольца обоих подшипников (роликового и шарикового) зажимаются подшипниковыми крышками, так как роликовый подшипник обеспечивает возможность осевых перемещений вала, компенсируя при сборке двигателя возможные неточности в осевых размерах вала, станины, щитов, а также различие тепловых деформаций перечне* ленных деталей при нагреве двигателя.
Если же оба подшипника двигателя шариковые (обычно при высоте оси вращения й<160 мм), то для возможности осевого перемещения подшипника под действием теплового удлинения вала
Рис. 7.13.Компенсация осевого перемещения вала в подшипниковом узлеРис. 7.13.Компенсация осевого перемещения вала в подшипниковом узле
Рис. 7.13.
Компенсация осевого перемещения вала в подшипниковом узле
Рис. 7.13.
Компенсация осевого перемещения вала в подшипниковом узле
между заточками наружных подшипниковых крышек и наружными кольцами шарикоподшипников закладывают пружинящие шайбы в виде гофрированного стального кольца (рис. 7.12). Наличие указанных колец способствует снижению вибраций двигателя. В менее ответственных случаях один из подшипников закрепляют крышками плотно, а другой устанавливают с некоторым осевым зазором (рис. 7.13).
Внутреннее кольцо подшипника качения насаживается на вал плотно и при разборке двигателя с вала не снимается, а наружное кольцо входит в подшипниковый щит подвижно, что облегчает сборку и разборку двигателя.
Для обеспечения надежной работы подшипников необходима смазка, которая уменьшает трение в подшипниках, предохраняет их от коррозии и препятствует попаданию в них грязи, снижает шумы в подшипниках и способствует отводу теплоты, предохраняя подшипники от чрезмерного перегрева.
Для подшипников качения возможно применение смазок двух видов — жидких и консистентных. Жидкие смазки по сравнению с консистентными имеют меньший коэффициент трения, лучше отводят теплоту, способны проникать в узкие зазоры и вымывать продукты износа подшипников. Однако жидкие смазки требуют применения сложных уплотнительных устройств, предотвращающих вытекание смазок и нуждаются в тщательном уходе за смазочной системой. Поэтому в машинах с подшипниками качения жидкие смазки применяются лишь при больших окружных скоростях (обычно при dn>300 ООО, где d — диаметр вала, мм; п — частота вращения, об/мин).
Наибольшее применение для смазки подшипников качения получили консистентные смазки. Они представляют собой высоковяз-
кие мази, получаемые путем загущения минеральных или синтети-； ческих масел. Важнейшими свойствами этих смазок являются вы- j сока я температура каплепадения, прилипаемость к поверхности ； трения, стабильность. При температуре нагрева подшипника до ' 80 ℃ обычно применяют консистентную смазку марки 1—13.
В современных электрических машинах применяют тугоплавкие консистентные смазки с температурой разжижения 150—200 °C. К ним относятся смазки марок ЦИАТИМ.210, ЦИАТИМ.202, ЦИАТИМ221 и ЦИАТИМ221С.―
Важным элементом подшипникового узла электрических машин является уплотнение, защищающее подшипник от пыли, грязи, ме-
Рис. 7.14. Уплотнение подшипникового узла:Рис. 7.14. Уплотнение подшипникового узла:Z — наружная крышка подшипника； 2 — поддпипннк; 3 — внутренняя крышка подшипника; 4 — войлочное кольцо
Рис. 7.14. Уплотнение подшипникового узла:
Рис. 7.14. Уплотнение подшипникового узла:
Рис. 7.15. Подшипниковый узел с устройством для пополнения смазки:
/ — масленка： 2 — пробка; 3 ——войлочное кольцо; 4 — кольцо уплотнения; 5 — стопорное кольцо； 6 — пробка спускного канала; 7 — войлочное кольцо
талличеркой стружки, а также препятствующее вытеканию смазки в полость машины. Наибольшее применение в электрических ма= шинах с консистентной смазкой получили уплотнения в виде кольцевых лабиринтных канавок (проточек), выполненных на подшипниковых крышках (рис. 7.14). При сборе подшипниковых узлов лабиринтные канавки и полости крышек заполняют консистентной смазкой. В некоторых конструкциях в одну из кольцевых канавок вставляют войлочное (фетровое) кольцо 4, внутренняя поверхность которого прижимается к валу.
В подшипниковых узлах асинхронных двигателей серии 4А с Л^ 160 мм возможно применение устройства для пополнения смазки без разборки двигателя (рис. 7.15), Свежая смазка под давлением подается через отверстие масленки 7 под внутреннюю крышку подшипника. Отработанная смазка при этом выжимается и удаляется через спускной канал.
подшипники
Все силы, действующие на вал электрической машины, воспринимаются подшипниками.
В электрических машинах с горизонтальным расположением вала основные виды нагрузки на подшипники создаются радиальными силами, действующими перпендикулярно оси вала. Осевые силы в этом случае являются незначительными. Исключение составляют специальные случаи эксплуатации горизонтальных машин, при которых осевые силы значительны, и их необходимо учитывать при выборе подшипников.
В электрических машинах с вертикальным расположением вала основными являются нагрузки, создаваемые осевыми силами. Для восприятия этих сил применяются подпятники. Радиальные нагрузки в этом случае возникают под действием реакции передачи, одностороннего магнитного тяжения ротора к статору, неуравновешенности ротора и некоторых других сил. Для уравновешения радиальных сил в машинах с вертикальным валом помимо подпятника применяют еще и радиальные подшипники, которые в этом случае являются направляющими.
Наибольшее распространение в электрических машинах малой и средней мощности получили подшипники качения — шариковые и роликовые. Подшипники скольжения применяют лишь в крупных электрических машинах, главным образом со стояковыми подшипниками (см. § 9.3).
Подшипники качения по сравнению с подшипниками скольжения имеют следующие преимущества:
незначительный износ, что обеспечивает постоянство воздушного зазора между ротором и статором;
простота обслуживания и небольшой расход смазочных материалов;
малые потери на трение как в процессе работы, так и при пуске машины;
сравнительно небольшие размеры, что обеспечивает компактность подшипниковых узлов.
Подшипники качения, применяемые в электрических машинах, в зависимости от вида основной нагрузки разделяются на радиаль* ные, радиально-упорные и упорные.
Радиальные подшипники применяют главным образом в машинах горизонтального исполнения, где основная нагрузка является радиальной. Однако радиальные подшипники способны воспринимать и некоторую осевую (аксиальную) нагрузку в обе стороны. При этом осевая нагрузка не должна превышать 70 % неиспользованной допустимой радиальной нагрузки. Поэтому в некоторых случаях (в машинах малой мощности) радиальные подшипники качения могут устанавливаться в машинах вертикального исполнения. Или один и тот же двигатель с радиальными подшипниками может использоваться как при горизонтальном, так и при вертикальном положении вала.
Радиальные шарикоподшипники (рис. 7.16) по сравнению с по* шипниками других типов имеют меньшие потери на трение и большие допустимые частоты вращения.
Роликоподшипники (рис. 7.17) обладают большей радиальной грузоподъемностью, чем шарикоподшипники тех же размеров. Благодаря разборной конструкции роликоподшипники очень удобны при сборке и эксплуатации электрической машины. Но роликопод-
Рис. 7.16. Шариковые радиальные однорядные подшипники:а — обычные; б — с одним и двумя уплотнениями; в — с одной и двумя защитными шайбамиРис. 7.16. Шариковые радиальные однорядные подшипники:а — обычные; б — с одним и двумя уплотнениями; в — с одной и двумя защитными шайбамиРис. 7.17. Роликовые радиальные подшипники с короткими цилиндрическими роликамиРис. 7.17. Роликовые радиальные подшипники с короткими цилиндрическими роликами
Рис. 7.16. Шариковые радиальные однорядные подшипники:
а — обычные; б — с одним и двумя уплотнениями; в — с одной и двумя защитными шайбами
Рис. 7.16. Шариковые радиальные однорядные подшипники:
а — обычные; б — с одним и двумя уплотнениями; в — с одной и двумя защитными шайбами
Рис. 7.17. Роликовые радиальные подшипники с короткими цилиндрическими роликами
Рис. 7.17. Роликовые радиальные подшипники с короткими цилиндрическими роликами
шипники очень чувствительны к перекосу колец, поэтому их следует применять в машинах с короткими и толстыми валами.
Радиально-упорные и упорные подшипники (рис. 7.18) применяют в машинах вертикального исполнения, а также в горизонтальных машинах при значительных осевых нагрузках.
Расчет подшипников качения [1] состоит в выборе подшипников, обеспечивающем расчетный срок службы при заданных динамической грузоподъемности и частоте вращения двигателя.
Динамическая приведенная нагрузка однорядного радиального шарикоподшипника, Н,
Q = KhR прн 力/R^e;(7.31)
Q = Кн (0,567? + YA) при AIR > е;(7.32)
радиального роликоподшипника с короткими цилиндрическими ро ликами
(7.33)(7.33)Q = KhR;
(7.33)
(7.33)
(7.34)(7.35)(7.34)(7.35)радиально-упорного сдвоенного шарикоподшипника
(7.34)
(7.35)
(7.34)
(7.35)
Q = Кн (R + 0,924) при A/R & 0,68；Q = Kh(0,67R + 1,41 4) при 4/R > 0,68.
00В приведенных выражениях Кн — коэффициент, учитывающий характер нагрузки двигателя; для наиболее р а спр остр а ненного режима работы с умеренными толчками и кратковременной перегрузкой до 150 % номинальной нагрузки Кн= 1,5; 4—осевая нагрузка, Н; У—коэффициент приведения осевой нагрузки к радиальной. Значения е и У однорядного радиального шарикоподшипника в зависимости от отношения осевой нагрузки 4 к статической грузоподъ^ емкости Со (см. приложение П.З) определяются по табл. 7.4 [1].
0
0
Рис. 7.18. Шариковые радиально-упорный (а) и упорный (6) подшипники
Если Л/С0<0,19, принимают Q=R. Наибольшую радиальную нагрузку & определяют отдельно для подшипников Д и В (см. рис. 7.10):
产 для подшипника А реакция опоры, Н,
雪Ra =(耳 + 尸м) ЬП + 尸口 с〃；(7.36)
для подшипника В реакцию опоры определяют по (7.24).
Если осевая нагрузка на вал не задана, то в горизонтальных машинах при расчете приведенной нагрузки ее не учитывают, а в вертикальных машинах ее принимают равной, Н,
4 = & + %k + 0，1R，(7.37)
при этом силу тяжести 尸2, рассчитанную по (7.7) или (7.8), увеличивают на 15 %.
Таблица 7.4
&/G
0,014
0,028
0,056
0,084
0,11
0,17
0,28
0,42
0,56
е
0,19
0,22
0,26
0,28
0,30
0,34
0,38
0,42
0,44
У
2,30
1,99
1,71
1,55
1,45
1,31
1,15
1,04
1,00
Примечание. Для промежуточных значений 力/5 применяют линейную нитерпо- ляцию.
По полученному значению динамической приведенной нагрузки Q определяют необходимую динамическую грузоподъемность, Н:
шарикоподшипника
С =(7.38)
роликоподшипника
e= 条4乙小)吗(7.39)
где L九 ——расчетный срок службы (долговечность) подшипника, ч; 花—наибольшая частота вращения двигателя, об/мин.
Затем по приложению П.З выбирают подшипник соответствующей серии, у которого внутренний диаметр d равен диаметру шейки вала (на рис. 7.10 это da и d?), а динамическая грузоподъемность не меньше рассчитанного значения.
Пример. Рассчитать подшипники качения для асинхронного двигателя, вал которого рассчитан в примере § 7.6:尸2=2062 Н; FM=1960 Н;尸口=3200 Н; Гшк=785 Н; а=460 мм; 6=420 мм; с=150 мм; /=88 0 мм, наибольшую частоту вращения ротора принимаем п=1500 об/мин, диаметры шеек вала: d2= 100 мм и 办=100 мм. Осевая нагрузка отсутствует.
Наибольшая радиальная нагрузка на подшипник А (7.36)'
Ra =(尸2 + 尸№)b〃 + % с〃 =(加62 + I960) 420/880 十 3205150/880 = 2463 Н.
Наибольшая радиальная нагрузка на подшипник В (7.24)
Rb =(尸2 + 尸J。〃 + 尸口 С +。〃 =(2°62 + I960) 460/880 +
+ 3200 (880 + 150)/880 = 5842 Н.
Выбираем радиальные подшипники: подшипник А—шариковый, а подшипник В —»роликовый; предполагая режим работы подшипников с умеренными толчками, принимаем коэффициент нагрузка Кн = 1,5. Динамическая приведенная нагрузка:
иа шарикоподшипник 4 (7.31)
Q幺=论н R幺=1,5-2463 = 3694 Н；
иа роликоподшипник В (7.33)
Qb = *Rb = 1,5-5842 = 8763 Н-
Принимаем расчетный срок службы подшипников L九=12 000 ч, тогда динамическая грузоподъемность:
шарикоподшипника А (7.38)
Св =y^lToOO-1500 - 37810 Н;
825,6 у Л 25,6
роликоподшипника В (7.39)
% =(Lh ")°，3 工 ^у (12 000.1500)0-3 = 71 170 Н.
По табл. П.3.1 с учетом повышенной надежности выбираем Шарикоподшипник Л средней серии с d=100 мм № 320 с динамической грузоподъемностью С=
= 134 000 Н; по табл. П.3.2 выбираем роликоподшипник В средней узкой серии с d=100 мм № 32320 с динамической грузоподъемностью С=238 ООО Н.
7・7・ ОБМОТКА СТАТОРА
Типы обмоток статора асинхронных двигателей и рекомендации по их применению приведены в табл. 5.9. Наиболее ответственным при конструировании обмоток является выбор изоляции. При этом следует руководствоваться рекомендациями по конструкции изоляции обмоток статора, приведенными в табл. 5.11—5.14.
В целях повышения коэффициента заполнения паза пазовые коробочки делают однослойными. Предварительно нарезанные полосы листового материала формуют, а затем укладывают в пазы. При этом края коробочек загибают на 180° или же обклеивают полосками прочного материала. Эта мера необходима для усиления механической прочности краев коробочек, выступающих за пределы паза на 4—8 мм и испытывающих значительные механические воздействия при укладке катушек, отгибке и формовке их лобовых частей.
В лобовые части обмотки статора между головками катушек укладывают прокладки из того же листового материала, из которого изготовлены пазовые коробочки. На места паек соединительных проводов к выводным концам катушечных групп обмотки статора надевают изоляционные трубки. В качестве выводных концов обмотки применяют гибкие кабели с изоляцией соответствующего класса нагревостойкости. На лобовые части обмотки накладывают бандажи из стеклошнура.
Обмотанные статоры класса нагревостойкости В подвергают пропитке в лаках без растворителей (капельный или струйный метод). После тепловой обработки лаки надежно скрепляют лобовые и пазовые части обмоток.
В двухслойных всыпных обмотках статора между верхним и нижним слоями обмоток в пазах и лобовых частях располагают прокладки. Из этого же материала выполняют пазовые крышки в случае механизированной укладки обмотки. При ручной укладке применяют пазовые клинья из стеклотекстолита толщиной 2,5 мм или профильного стеклопластика. Между верхним и нижним слоями в лобовых частях устанавливают изоляционные прокладки. Однако эти прокладки не должны перекрывать прямолинейные вылеты катушек, так как воздушные промежутки между этими вылетами играют существенную роль для охлаждения обмотки, особенно в двигателях исполнения IP23. “
Обмотку статора асинхронных двигателей с й^280 мм при напряжении до 660 В выполняют эмалированными проводами прямоугольного сечения. При этом предварительно отформованные полукатушки укладывают в полуоткрытые пазы статора. Предварительно проводники в пазовой и лобовой частях скрепляются специальным обволакивающим покрытием. Пазовые части дополнительно скрепляются либо телефонной бакелизированной бумагой 168
(класс иагревостойкости В), либо фенилоновой лакированной бумагой (классы иагревостойкости F и Н). Пазовые коробочки выступают из пазов статора на 15—20 мм.
На каждую лобовую часть полукатушек в двух-трех местах накладываются бандажи из стеклоленты. Лобовые части в процессе укладки обмотки крепятся стеклочулком к бандажным кольцам (см. рис. 7.8 и 7.9).
ОБМОТКА РОТОРА
Фазный ротор имеет двухслойную волновую обмотку из медных изолированных стержней прямоугольного поперечного сечения. В пазу располагают по два стержня друг под другом, большей стороной по высоте паза. Каждый стержень имеет заранее отформи- ррванную с одной стороны лобовую часть. После того, как такой стержень будет вставлен в паз ротора с торца, формуют его другую
Рис. 7.19. Стержень волновой обмотки
лобовую часть (рис. 7.19), Стержни обмотки соединяются лобовыми частями посредством хомутиков. К хомутикам припаивают вентиляционные лопатки в виде стальных пластин толщиной 0,8 мм (рис. 7.20). Межкатушечные соединения в волновой обмотке ротора отсутствуют.
На лобовые части обмотки ротора накладывают бандаж из стеклянной нетканой ленты, который плотно прижимает лобовые части обмотки к опорной поверхности обмоткодержателей.
Для предотвращения задевания лобовых частей ротора о статор их отгибают к центру ротора на 5—7 мм.
Расчет прочности бандажа состоит в определении необходимого числа витков бандажной ленты 叫，обеспечивающего бандажу механическую прочность (см. § 11.2).
Короткозамкнутый ротор асинхронных двигателей с высотой оси вращения /10355 мм выполняется заливкой спрессованных сердечников алюминием марки А5 (ГОСТ 11069-74). При этом заодно с короткозамыкающими кольцами отливаются вентиляционные по
Число ПОЛЮСОВ 2"Число ПОЛЮСОВ 2"
Число ПОЛЮСОВ 2"
Число ПОЛЮСОВ 2"
810—12
50—636201062071—1007351230112—1609402040'18010602560200—25012752870280, 3151795309035519НО3510550—636201062071—1007351230112—1609402040'18010602560200—25012752870280, 3151795309035519НО351051593015—2211352530125032351465404022824822804845221005522100551593015—2211352530125032351465404022824822804845221005522100551010
50—63
6
20
10
6
20
71—100
7
35
12
30
112—160
9
40
20
40
'180
10
60
25
60
200—250
12
75
28
70
280, 315
17
95
30
90
355
19
НО
35
105
50—63
6
20
10
6
20
71—100
7
35
12
30
112—160
9
40
20
40
'180
10
60
25
60
200—250
12
75
28
70
280, 315
17
95
30
90
355
19
НО
35
105
15
9
30
15
—
22
11
35
25
30
12
50
32
35
14
65
40
40
22
82
48
22
80
48
45
22
100
55
22
100
55
15
9
30
15
—
22
11
35
25
30
12
50
32
35
14
65
40
40
22
82
48
22
80
48
45
22
100
55
22
100
55
10
10
Рис. 7.20. Лобовая часть обмотки фазного ротора:
/ — лента стеклянная; 2 — леита стеклянная бандажная; 3 —хомутик; 4 — веитиляциониая лопатка;
5 — обмоткодержатель
Рис. 7.21. Короткозамыкающие кольца и вентиляционные лопатки ротора:
а ——двигателей с /г = 50-е-132 мм; б — двигателей с h=160+355 мм
патки толщиной Ьл = 2+5 мм (рис. 7.21), рекомендуемое количество “л и ориентировочные размеры /л и /гл которых приведены в табл. 7.5. «
Для балансировки ротора на короткозамыкающих кольцах между вентиляционными лопатками располагают либо отверстия (й< 132 мм), в которые вставляются и зачеканиваются балансиро-
вочные грузики, либо штыри (й^132 мм) диаметром 5—10 мм, на которые надеваются балансировочные грузики в виде стальных шайб; затем концы штырей расклепывают.
УЗЕЛ КОНТАКТНЫХ КОЛЕЦ
Узел контактных колец асинхронных двигателей обычно выносят за пределы подшипникового щита (рис. 7.22). Снаружи узел прикрывают металлическим съемным кожухом, имеющим в торцевой части жалюзи, а в нижней части ——отверстия для выхода ох-
Рис. 7.22. Асинхронный двигатель с фазным ротором 4АНК200, степень защиты IP23
лаждающего воздуха. Кожух крепится к торцевой поверхности подшипникового щита. Такая конструкция узла контактных колец позволяет исключить попадание угольно-графитовой пыли во внутреннюю полость двигателя. Кроме того, такое расположение узла обеспечивает свободный доступ к контактным кольцам и щеткам и облегчает уход за ними.
Контактные кольца асинхронных двигателей мощностью до 100 кВт делают медными, а свыше 100 кВт — стальными или чугунными. Диаметр контактных колец принимают меньше наружного диаметра подшипника. Это обеспечивает возможность снятия подшипникового щита двигателя без предварительного съема контактных колец. Соединение контактных колец с обмоткой ротора осуществляется тремя токоподводами, проходящими через полую часть вала.
Узел контактных колец асинхронных двигателей с фазным ротором при высоте оси вращения до 250 мм (рис. 7.23) состоит из опрессованных пластмассой контактных колец /, которые своей пластмассовой частью напрессовываются на выступающую часть вала. На торцах пластмассовой части каждого кольца имеются
Рис. 7.23. Узел контактных колец асинхронных двигателей с высотой оси враще ния до 250 ммРис. 7.23. Узел контактных колец асинхронных двигателей с высотой оси враще ния до 250 ммZ-3Z-3
Рис. 7.23. Узел контактных колец асинхронных двигателей с высотой оси враще ния до 250 мм
Рис. 7.23. Узел контактных колец асинхронных двигателей с высотой оси враще ния до 250 мм
Z-3
Z-3
Рис. 7.24. Коисольиый узел контактных колец:
/ — втулка; 2 — шпилька; 3 — кольцо; 4 — втулка пластмассовая
вентиляционные лопатки 2, обеспечивающие засасывание охлаждающего воздуха через отверстия 3 в торцевой части колец в пространство между кольцами. Такая конструкция обеспечивает интенсивное охлаждение колец и удаление с поверхности деталей узла угольно-графитовой пыли. В асинхронных двигателях с высотами оси вращения 280, 315 и 355 мм узел контактных колец делают консольным (см. рис. 7.9). Конструкция консольного узла кон-
тактных колец показана на рис. 7.24. Кольца 3 крепятся на втулке / тремя шпильками 2. Фиксация колец, а также их электрическая изоляция друг от друга и от шпилек осуществляются пластмассовыми втулками 4, надеваемыми на шпильки. Для двигателей указанных высот оси вращения контактные кольца унифицированы——их диаметр 173 мм, а ширина 28 мм. Недостаток узла контактных колец консольного типа — повышенная вибрация и как следствие ——пониженная надежность.
Рис. 7.25. Симметричный парный щеткодержатель асинхронного двигателя с фазным ротором:
/ — щетка; 2 — обойма; 3 — пружина； 4 — основание; 5 — скоба
Щеткодержатели применяют сдвоенные штампованные из латуни или литые из алюминиевого сплава. Щеткодержатели обычно крепят на изолированном стержне прямоугольного сечения. Конструкция щеткодержателей (рис. 7.25) обеспечивает равномерное прижатие щеток к контактным кольцам.
Применяют щетки постоянно налегающие металлографитные марок МГ-2 или МГ-4 при чугунных или стальных кольцах или марки МГСО при медных кольцах (см. табл. 2.2).
Часть третья .
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЯВНОПОЛЮСНЫХ СИНХРОННЫХ МАШИН
Глава восьмая
ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЙ РАСЧЕТ
И ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
СИНХРОННЫХ МАШИН
УСТРОЙСТВО СИНХРОННЫХ МАШИН ОБЩЕГО НАЗНАЧЕНИЯ
Приведенная в настоящей главе методика расчета распространяется на синхронные явнополюсные машины мощностью от нескольких киловатт до нескольких мегаватт. Синхронные машины указанного диапазона мощностей обычно изготавливаются сериями. В этих сериях пока еще не принят принцип разделения машин по высоте оси вращения, как это сделано у асинхронных двигателей и машин постоянного тока. Синхронные явнополюсные машины принято разделять по габаритам. Каждому габариту соответствует определенный диаметр сердечника статора。旧 В табл. 8.1 приведены нормализованные значения диаметров %н, соответствующие наиболее экономичному раскрою листов тонколистовой электротехнической стали (минимальным отходам стали при штам- иовке).
Габарит машины определяет также и высоту оси вращения Л. Исключение составляют габариты 17—21, у которых высота оси вращения Л=630 мм, что достигается соответствующим расположением лап машины (см. рис. 1.1). Обычно серия синхронных машин выполняется на двух или трех (реже четырех) габаритах. При этом один габарит имеет несколько (пять-шесть) типоразмеров машин, различающихся мощностью и частотой вращения.
За последние годы отечественным электромашиностроением разработано и освоено в производстве несколько серий синхронных явнополюсных машин общего назначения, которые по своим технико-экономическим показателям соответствуют современным требованиям. К таким сериям следует отнести серию синхронных генераторов СГ2 и серии синхронных двигателей СД2, СДН2 и СДН32. Ниже приведены некоторые сведения о синхронных машинах перечисленных серий.
Трехфазные синхронные генераторы серии СГ2. Эти генераторы предназначены для производства электроэнергии на стационарных дизель-электрических станциях. Исполнение генераторов по способу защиты IP23, а исполнение по способу монтажа IM1001. Возбуждение генераторов осуществляется от тиристорного преобразователя, расположенного вне генератора. Начальное самовозбуждение происходит вследствие наличия остаточного маг- 174
Габарит
%н，мм
Л, мм 1
Г абарит
%н，мм
h. мм
180 I
13
740
450
200
14
850
500
225
15
990
560
250
16
1180
630
9
280
.17
1430
630
10
315
18
1730
630
И
590
355
19
2150
630
12
660
400
20
2600
630
1
21
3250
630
нетизма сердечника ротора. Генераторы СГ2 укомплектованы ап- йаратурой, обеспечивающей стабилизацию напряжения на выходе генератора при колебаниях нагрузки. Кроме того, генераторы имеют устройство синхронизации, позволяющее включать генератор в сеть на параллельную работу.
Технические данные генераторов серии СГ2 даны в табл. 8.2. Конструкция синхронных генераторов СГ2 такая же, как и синхронных двигателей серии СД2.
Синхронные двигатели серии СД2. Эти двигатели предназначены для привода механизмов, не требующих регулирования частоты вращения: насосов, вентиляторов и т. п. Двигатели изготавливаются на напряжения 6000 В и 380 В частотой тока 50 Гц. Исполнение двигателей по способу защиты IP23, а по способу монтажа IM1001. Возбуждение двигателей осуществляется от возбудительного устройства, питаемого от дополнительной обмотки двига- теля.
Технические данные некоторых типов синхронных двигателей серии СД2 приведены в табл. 8.3.
Синхронные двигатели рассчитаны для работы с опережающим током статора при коэффициенте мощности cos qpi=0,9.
Таблица 8.2
Тип генератора
Номинальная мощность
х!<
Размеры, мм, по рис. 8.2
кВт
кВ-А
СГ2-74/25-6
250
313
452
1000
93,0
890
1330
1,60
СГ2-85/18-10
160
200
289
600
91,3
1005
1260
1,64
СГ2-85/29-10
250
313
453
600
92,6
1005
1370
2,14
СГ2-85/29-12
132
156
224
500
90,5
1005
1260
1,67
СГ2-85/29-12
200
250
361
500
91,9
1005
1370
2,12
СГ2-85/45-12
315
394
569
500
92,7
1005
1500
2,75
Примечание. В числителе обозначения типа генератора указан наружный диаметр сердечника статора, см, а в знаменателе — длина сердечника статора с веитиляцион- иымн каналами, см; последние цифры — число полюсов 2P.
Тип ДвигателяНоминальныеХь<размеры, мм, по рис. 8.2мощность, кВтнапряжение* ВВССД2-85/35-46306000150071,510051570СД2-85/43-48006000150090,010051650СД2-74/25-625038010005658901330СД2-74/40-640038010007158901630СД2-85/45-66306000100071,110051650СД2-74/27-820038075036310051330СД2-74/33-82503807504518901470СД2-85/40-8400600075045,510051570СД2-85/47-8500600075057,010051650СД2-85/18-1016038060029510051260СД2-85/18-1213238050024610051260Тип ДвигателяНоминальныеХь<размеры, мм, по рис. 8.2мощность, кВтнапряжение* ВВССД2-85/35-46306000150071,510051570СД2-85/43-48006000150090,010051650СД2-74/25-625038010005658901330СД2-74/40-640038010007158901630СД2-85/45-66306000100071,110051650СД2-74/27-820038075036310051330СД2-74/33-82503807504518901470СД2-85/40-8400600075045,510051570СД2-85/47-8500600075057,010051650СД2-85/18-1016038060029510051260СД2-85/18-1213238050024610051260Примечание. См. примечание к табл. 8.2.Примечание. См. примечание к табл. 8.2.Внешний вид синхронного двигателя серииВнешний вид синхронного двигателя серииСД2СД2ЖЖРис. 8.1. Внешний вид синхронного двигателя серии СД2Рис. 8.1. Внешний вид синхронного двигателя серии СД2Рис. 82 Синхронный двигатель серии СД2Рис. 82 Синхронный двигатель серии СД2
Тип Двигателя
Номинальные
Хь<
размеры, мм, по рис. 8.2
мощность, кВт
напряжение* В
В
С
СД2-85/35-4
630
6000
1500
71,5
1005
1570
СД2-85/43-4
800
6000
1500
90,0
1005
1650
СД2-74/25-6
250
380
1000
565
890
1330
СД2-74/40-6
400
380
1000
715
890
1630
СД2-85/45-6
630
6000
1000
71,1
1005
1650
СД2-74/27-8
200
380
750
363
1005
1330
СД2-74/33-8
250
380
750
451
890
1470
СД2-85/40-8
400
6000
750
45,5
1005
1570
СД2-85/47-8
500
6000
750
57,0
1005
1650
СД2-85/18-10
160
380
600
295
1005
1260
СД2-85/18-12
132
380
500
246
1005
1260
Тип Двигателя
Номинальные
Хь<
размеры, мм, по рис. 8.2
мощность, кВт
напряжение* В
В
С
СД2-85/35-4
630
6000
1500
71,5
1005
1570
СД2-85/43-4
800
6000
1500
90,0
1005
1650
СД2-74/25-6
250
380
1000
565
890
1330
СД2-74/40-6
400
380
1000
715
890
1630
СД2-85/45-6
630
6000
1000
71,1
1005
1650
СД2-74/27-8
200
380
750
363
1005
1330
СД2-74/33-8
250
380
750
451
890
1470
СД2-85/40-8
400
6000
750
45,5
1005
1570
СД2-85/47-8
500
6000
750
57,0
1005
1650
СД2-85/18-10
160
380
600
295
1005
1260
СД2-85/18-12
132
380
500
246
1005
1260
Примечание. См. примечание к табл. 8.2.
Примечание. См. примечание к табл. 8.2.
Внешний вид синхронного двигателя серии
Внешний вид синхронного двигателя серии
СД2
СД2
Ж
Ж
Рис. 8.1. Внешний вид синхронного двигателя серии СД2
Рис. 8.1. Внешний вид синхронного двигателя серии СД2
Рис. 82 Синхронный двигатель серии СД2
Рис. 82 Синхронный двигатель серии СД2
“… (генератора
СГ2) показан на рис. 8.1. Возбудительное устройство располагает-
ся вне двигателя. Устройство двигателя СД2 (генератора
показано на рис. 8.2.
дечник статора 9 разделен радиальными вентиляционными каналами. Крайние пакеты статора зажаты нажимными шайбами 5, соединенными между собой стяжными шпильками. В пазы статора уложены основная и дополнительная обмотки 3, выполненные из отдельных катушек. Изоляция обмотки статора термореактивная класса нагрево- стойкости В.
Ротор 8 имеет явно выраженные полюсы. Полюсные
катушки 12 изготовлены из неизолированной шинной мед% гнутой «на ребро». Все полюсные катушки соединены между собой последовательно. В машинах применены подшипники качения: со стороны контактных колец однорядный шариковый подшипник /5, а со стороны привода ——однорядный роликовый подшипник 1. Корпус статора 6 сварной с поперечными и продольными ребрами жесткости. Сердечник статора приварен к ребрам жесткости, что предотвращает его осевое смещение и проворачивание. Подшипниковые щиты 2 сварные, центрируются замком в корпусе статора. Контакт- 176
ные кольца 14 чугунные, крепятся на валу 7. Узел контактных колец снаружи прикрыт стальным съемным колпаком /5. Коробка выводов 17 расположена на правой боковой поверхности корпуса. 12—782 177
Синхронные двигатели серии СД2 снабжены пусковой клеткой из медных стержней 10, замкнутых сегментами 11. Пусковая клетка обеспечивает асинхронный пуск двигателя прямым включением
в сеть.
Двигатели СД2 (генераторы СГ2) имеют двустороннюю радиальную вентиляцию. Требуемый для этого напор воздуха создается вентиляционным действием полюсов ротора и вентиляционных лопаток 4. Воздух поступает в машину через вентиляционные окна в подшипниковых щитах, направляется к лобовым частям об-
Рис. 8.3. Внешний вид синхронного двигателя серии СДН2Рис. 8.3. Внешний вид синхронного двигателя серии СДН2мотки статора и в межполюсное пространство ротора, а затем, пройдя радиальные вентиляционные каналы, выбрасывается наружу через боковые окна 16 в корпусе статора. Вентиляционные окна в подшипниковых щитах и корпусе статора прикрыты жалюзи.
Рис. 8.3. Внешний вид синхронного двигателя серии СДН2
Рис. 8.3. Внешний вид синхронного двигателя серии СДН2
Высота оси вращения в машинах СД2 и СГ2 при 13-м габарите составляет 450 мм, а при 14-м габарите—500 мм.
Синхронные двигатели серий СДН2 и СДН32. Эти двигатели
предназначены для привода вентиляторов, насосов, мельниц и других механизмов, не требующих регулирования частоты вращения. Двигатели этих серий выполняются 16-го и 17-го габаритов с наружными диаметрами сердечников статоров соответственно 1180 и 1430 мм¥ Двигатели рассчитаны для включения в трехфазную сеть частотой 50 Гц напряжением 6000 В.
Двигатели изготавливаются на мощности от 315 до 4000 кВт при частотах вращения от 300 до 1000 об/мин и предназначены для работы с опережающим током при коэффициенте мощности cos ф1—0,9.
Технические данные некоторых типоразмеров синхронных двигателей указанных серий приведены в табл. 8.4. Двигатели имеют горизонтальное исполнение на двух стояковых подшипниках скольжения.
Двигатели серии СДН2 имеют исполнение по степени защиты IP11, а двигатели серии СДН32—исполнение IP43. Возбуждение двигателей осуществляется от тиристорных преобразователей с автоматическим регулированием тока возбуждения при пуске и остановке двигателей, а также при их аварийных отключениях.
Внешний вид двигателя серии СДН2 показан на рис. 8.3, а его устройство — на рис. 8.4.
Корпус статора 6 сварной из листовой конструкционной стали. Он состоит из стоек, соединенных между собой продольными ребрами жесткости, опорных лап 16 и наружной обшивки. В обшивке корпуса имеются окна с жалюзи и решетками 15 для выхода воз-
Рис. 8.4. Синхронный двигатель серии СДН2 12*
Цифровая часть обозиа- чения типа двигателей серий СДН2 ИСДН32
Номинальные данные
Размеры по рис. 8, 4, мм
Мощность, кВт
Ток статора, А
КПД, %
Частота вращения, об/мин
В
£
16—36—6
1000
112
95,5
1000
1520
2300
16—59—6
1600
178
96,2
1000
1520
2580
6,5
17—56—6
• 2500
276
96,7
1000
1600
2640
9,1
17—89—6
4000
440
97,1
1000
1600
3030
12,4
16—36—8
800
94,9
750
1520
2300
4,6
16—59—8
1250
140
95,7
750
1520
2580
6,4
17—71—8
2500
277
96,5
750
1600
2790
10,7
16—36—10
630
71,4
94,6
600
1520
2250
4,6
17—51—10
1600
178
95,9
600
1600
2530
8,5
16—36—12
500
57,5
93,7
500
1520
2250
17—49—12
1250
141
95,3
500
1600
2490
7,2
17—19—16
315
91,1
375
1600
2020
3,9
17—41—16
800
91,5
94,1
375
1600
2300
5,8
17—41—20
500
92,8
300
1600
2300
5,7
Примечание. Первые две цифры в цифровой части обозначеиия двигателей соответствуют габариту (16-й или 17-й), следующие две цифры — длине сердечника статора с вентиляционными каналами, см, последние цифры — числу полюсов 2P.
духа. У двигателей серии СДН32 обшивка корпуса окон не имеет, а 电 днище корпуса предусмотрены отверстия для присоединения воздуходувов. В лапах предусмотрены отверстия для крепления двигателя к фундаменту.
Сердечник статора 7 состоит из пакетов-сегментов, собранных из штампованных листов электротехнической стали толщиной 0,5 мм. Пакеты разделены вентиляционными каналами шириной 10 мм каждый, образованными распорками. Сердечник запрессован в корпус статора и закреплен нажимными шайбами (кольцами) 5, соединенными стяжными шпильками /9.
Обмотка статора 4 двухслойная, петлевая, с изоляцией класса нагревостойкости В. Лобовые части обмотки статора (основной и дополнительной) крепятся к изолированным бандажным кольцам 8. Пазовая часть обмотки статора удерживается в прямоугольных пазах гетинаксовыми клиньями.
Вводное устройство 22 обмотки статора состоит из корпуса с крышкой и четырех опорных изоляторов. Обмотка статора имеет шесть выводных концов, три из которых (начала фазных обмоток) крепятся к соответствующим изоляторам, а три (концы фазных обмоток) соединены вместе на четвертом изоляторе, образуя нулевую точк)7. В двигателях мощностью 3200 и 4000 кВт имеются два вводных устройства： одно для начал обмоток фаз, а другое — для концов. В этом случае устройства расположены по обе стороны корпуса двигателя. .
Остов ротора 3 явнополюсных синхронных машин может быть ♦ шихтованным или сварным. Сердечники полюсов 18 шихтованные из листовой стали толщиной 1,0 или 1,4 мм. Пакет сердечника каждого полюса скрепляют посредством литых нажимных щек и заклепок. Если остов ротора сварной (рис. 8.4), то сердечники полюсов крепятся шпильками 9. При этом сердечник полюса имеет массивный центральный стержень, в который ввертывают крепящие полюс шпильки. Если остов ротора шихтованный (см. рис. 8.2), то сердечники имеют Т-образные хвостовики, с помощью которых полюсы крепятся на остове. На роторе установлены вентиляционные лопатки 12.
Обмотка ротора состоит из полюсных катушек ", изготовленных из полосовой меди, намотанной 《на ребро». Катушки имеют межвитковую изоляцию из асбестовой бумаги. Корпусная изоляция катушек имеет класс нагревостойкости В или F.
Пусковая обмотка состоит из латунных и медных стержней 20, расположенных в полуоткрытых пазах полюсных наконечников и припаянных к дугообразным медным сегментам 10, выполненным из полосовой меди, гнутой «плашмя». Сегменты быстроходных двигателей соединены встык накладками 〃. Указанные накладки имеют дополнительное крепление к остову ротора. Сегменты тихоходных двигателей соединены между собой внахлест. Соединенные между собой сегменты образуют короткозамыкающие кольца пусковой клетки.
Контактные кольца 14 стальные подвесного типа, крепятся на конце вала за подшипниковым узлом. Снаружи узел контактных колец прикрыт съемным стальным кожухом.
В двигателях применены графитные щетки марки Г-3 или элект- рографитные марки ЭГ-4 размером 25X32 мм. Конструкция щеткодержателей обеспечивает равномерное прижатие щеток к кольцам и позволяет регулировать давление на щетку. Траверса для крепления щеткодержателей состоит из двух шин, которые крепятся изолированными шпильками к корпусу подшипника.
Корпус статора с торцевых сторон прикрыт предохранительными стальными щитами 21, которые закрывают лобовые части обмотки статора и ротор. Щиты двигателей серии СДН2 имеют отверстия для входа охлаждающего воздуха, защищенные жалюзи и решетками. Щиты двигателей серии СДН32 выполнены глухими.
Двигатели обеих серий выполнены без фундаментной плиты, а стояковые подшипники 2 и /3 установлены на подшипниковых по- лущитах /, приваренных к нижней части корпуса статора.
В двигателях применены подшипники скольжения с кольцевой смазкой.
Высота оси вращения для всех двигателей серий СДН2 и СДН32 составляет 630 мм .Охлаждение двигателей — воздушное. Двигатели мощностью от 315 до 1250 кВт при частоте вращения 300, 375 и 500 об/мин имеют согласную аксиально-радиальную вентиляцию (рис. 8.5, а и б), а двигатели мощностью 630——4000 кВт с частотой вращения 600, 750 и 1000 об/мин имеют согласную ра-
电 二- zj7 в)^г)
Вход воздуха I I I ^Вход воздуха
Выход воздуха
Рис. 8.5. Схемы вентиляции синхронных двигателей:
а^- согласная аксиально-радиальная двигателей серии СДН2： 6 —то же серия СДН32; 8 — согласная радиальная двигателей серии СДН2; г — то же серин СДН32
диальную вентиляцию (рис. 8.5, в и г)\ В двигателях серии СДН2 роль вентиляторов выполняют лопатки, прикрепленные к ободу ротора. В двигателях закрытого исполнения серии СДН32 вентиляция принудительная по замкнутому или разомкнутому циклу. Вентиляция по замкнутой системе осуществляется через отдельно стоящий воздухоохладитель.
В двигателях серий СДН2 и СДН32 контроль температуры статора осуществляется термометрами сопротивления, закладываемыми в пазы. Температура вкладышей подшипников скольжения контролируется встроенными в подшипники термометрами сопротивления.
ВЫБОР ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ НАГРУЗОК И ОПРЕДЕЛЕНИЕ ГЛАВНЫХ РАЗМЕРОВ СИНХРОННОЙ МАШИНЫ
По заданным значениям номинальной мощности РНОм и числа полюсов 2P по табл. 8.5 выбирают номер габарита двигателя. Эта таблица составлена по техническим данным современных серий синхронных явнополюсных машин, и ею можно пользоваться при проектировании аналогичных машин. При этом необходимо иметь в виду, что уменьшение номера габарита относительно значения, 182
Номинальная мощность, кВт
Номер габарита при числе полюсов 2P
4
6
8
10
12
16
20
40
5,5
—
8,0
—
—
—
—
—
—
11,0
-—
—-
16,0
—
—
—
—
一
—
22,0
.—
—
—
30
—
—
—
—
45
9
—
—
—
—
—
—
55
9
—
-—
—
—
—
75
.10
10
—
—
—
—
132
10
10
—
—
14
—
—
160
10
—
13
14
14
—
200
10
—
13
14
14
—
•250
—
13
13
14
14
315
13
13
14
14
17
17
—
400
13
14
14
17
17
17
—
500
14
14
14
16
17
17
—
630
14
14
14
16
16
17
20
800
14
14
16
16
17
17
20
1000
14
16
16
16
17
17
—
1250
—
16
16
17
17
18
—
1600
16
17
17
17
19
21
2000
16
17
17
21
2500
—
17
17
18
20
21
3150
—
17
20
21
4000
—
17
20
—
5000
—
—
—
一
—
一
21
21
принятого по табл. 8.5, ведет к увеличению длины машины и уменьшению диаметра ротора. В итоге получают машину с улуч- шенньшй динамическими свойствами, но с худшими условиями охлаждения. И наоборот, увеличение номера габарита способствует уменьшению длины машины, а следовательно, увеличению диаметра ротора. При этом условия охлаждения машины улучшаются, а динамические свойства ухудшаются.
Выбрав номер габарита по табл. 8.5, определяем наружный диаметр сердечника статора £＞】н (см. табл. 8.1). Затем находим внутренний диаметр статора, мм,
' A = AJ 坛， (8.1)
принимает следу-1620241,25 1,20 1,18числа и опреде-(8.2)принимает следу-1620241,25 1,20 1,18числа и опреде-(8.2)где коэффициент 左口 зависит от числа полюсов и ющие значения:
принимает следу-
162024
1,25 1,20 1,18числа и опреде-
(8.2)
принимает следу-
162024
1,25 1,20 1,18числа и опреде-
(8.2)
2P 4681012
kD 1,521,421,461,321,30
Полученное значение .01 округляют до целого ляют полюсное деление, мм,
T =加9/2P.
Расчетная мощность, кВ・А, синхронного генератора
(8.3)(8.3)Pi =坛尸 ном/cos 血;
(8.3)
(8.3)
синхронного двигателя
Pi =任 ^ном/Пном cos ф；,(8.4)
где kE ——коэффициент, представляющий собой отношение ЭДС об- мотки статора Ещом при номинальной нагрузке машины к номинальному напряжению Ghom.
Для синхронных генераторов, работающих с отстающим током статора при коэффициенте мощности cos(pi =0,8, принимают k^= = 1,08, а для синхронных двигателей, работающих с опережающим током статора при cos 屮；=0,9,坛=1,05+1,06.
Предварительное значение КПД 刀呐 принимают по табл.
8.4 или по каталогу в зависимости от выбора базовой машины.
100 120 М 160 1BQ гоо гго 写 мм wo zoo 3004勿500 写 мм
瓦瓦и линейной нагрузкии линейной нагрузкиРис. 8.6. Рекомендуемые значения магнитной индукции
瓦
瓦
и линейной нагрузки
и линейной нагрузки
4； для явнополюсных синхронных машин:
а — мощность до 100 кВт; 6 — мощность более 100 кВт
Предварительные значения максимальной магнитной индукции в зазоре В^ и линейной нагрузки статора А\ для системы изоляции класса нагревостойкости В определяют по рис. 8.6. Если в проектируемой машине предполагается применение системы изоляции класса нагревостойкости 尸，то принятое по рис. 8.6 значение Л1 следует умножить на 1,15.
Предварительное значение коэффициента полюсного перекрытия для синхронных явнополюсных машин а» =0,65+0,68. Коэффициент формы поля kB в значительной степени зависит от конфигурации полюсного наконечника ротора. При синусоидальном распределении магнитного поля в зазоре машины ЛВ=1,Ц. Однако в
синхронных машинах магнитное поле в зазоре несинусоидально. В современных синхронных машинах воздушный зазор под полюсами принимают неравномерным: на краях полюсных наконечников зазор Smax делают больше зазора по оси полюсов S (рис. 8.7,а). Обычно принимают эти зазоры такими, чтобы 6max/S=l,5, что соответствует наибольшему приближению формы поля в зазоре к синусоиде.
Рис. 8.7. Форма полюсного наконечника при равномерном (а) и неравномерном (б) воздушных зазорахРис. 8.7. Форма полюсного наконечника при равномерном (а) и неравномерном (б) воздушных зазорахФорма полюсного наконечника, обеспечивающего указанное распределение магнитного поля в зазоре синхронной машины, оп-
Рис. 8.7. Форма полюсного наконечника при равномерном (а) и неравномерном (б) воздушных зазорах
Рис. 8.7. Форма полюсного наконечника при равномерном (а) и неравномерном (б) воздушных зазорах
Рис. 8.8. Активная часть синхронной явнополюсной машины
ределяется дугой, описываемой радиусом RpVDJ2, проведенным из центра, лежащего на продольной оси полюса, мм,
r =2,(8.5)
Р 2 + 8£\[(6тан-6)/(ат)2]
где a ——конструктивный коэффициент полюсного перекрытия: а = =0,68+0,73.
Для синхронных машин с неравномерным воздушным зазором (Smax/S.>l) произведение коэффициентов а^ йв=0,75—0,78. В машинах мощностью до 50 кВт возможно применение равномерного зазора (бтаж/6 = 1) (рис. 8.7, б) и тогда а^в=0,844-0,87.
Предварительное значение обмоточного коэффициента при двухслойной обмотке статора с относительным шагом р=0,804-0,86 и числе пазов на полюс и фазу ^1=2—6 принимают равным A06i = =0,92+0,96.
Затем по (4.14) определяют расчетную длину сердечника статора 厶,мм, и, округлив ее до целого числа, определяют отношение 九=IJ*(8.6)
В зависимости от числа полюсов 2р полученное значение 九 должно находиться в пределах:
2о46; 8Ю12 и более
А. 0,7—1,30,8-1,61,0—2,01,2—2,3
.Размеры активной части синхронной явнополюсной машины показаны на рис. 8.8.
При 厶》300 мм сердечник статора разделяют на пакеты радиальными вентиляционными каналами шириной &к= Ю мм (см. рис. 8.2 и 8.4). Обычно все пакеты делают одинаковой длины /пак=40— -—60 мм. Тогда конструктивная длина сердечника статора равна, мм,
4 = 4 + 冷朮％(8.7)
СЕРДЕЧНИК И ОБМОТКА СТАТОРА
При расчете синхронных машин с высотой оси вращения 为W ^355 мм (не более 11-го габарита) и напряжением “номW660 В форму паза статора можно принять, руководствуясь рекомендаци-
Рнс. 8.9. Сегмент сердечника статорй (Z=144, Zc=16, С=9)Рнс. 8.9. Сегмент сердечника статорй (Z=144, Zc=16, С=9)Рис. 8.10. Раскрой листа электротехнической стали на сегментыРис. 8.10. Раскрой листа электротехнической стали на сегменты
Рнс. 8.9. Сегмент сердечника статорй (Z=144, Zc=16, С=9)
Рнс. 8.9. Сегмент сердечника статорй (Z=144, Zc=16, С=9)
Рис. 8.10. Раскрой листа электротехнической стали на сегменты
Рис. 8.10. Раскрой листа электротехнической стали на сегменты
яйи табл. 5.9. При расчете синхронных машин с /г^400 мм (более 11-го габарита) и напряжением t/iHOM^660 В на статоре принимают прямоугольные полуоткрытые пазы. В высоковольтных машинах, предназначенных для включения в сеть с напряжением 6 или 10 кВ, пазы на статоре делают прямоугольными открытыми (см. рис. 5.6).
Наибольшая ширина рулонов (листов) тонколистовой электротехнической стали составляет 1000 мм, поэтому сердечник статора, начиная с наружного диаметра Р1я=П80 мм (16-й габарит), делают сегментированным, т. е. листы сердечника статора составляют из целого числа сегментов С. При этом каждый сегмент должен иметь целое число пазов:
Z© = ZJC = целое число.(8.8)
Линии Стыков сегментов должны проходить через середины пазов (рис. 8.9). При укладке каждого слоя (《кольца》) необходимо предусмотреть между сегментами промежутки по 0,4—0,6 мм, чтобы исключить нахлест краев сегментов друг на друга. Стыки сегментов соседних слоев сердечника статора должны быть смещены относительно друг друга на несколько пазовых делений.
Раскрой стандартного листа электротехнической стали на сегменты показан на рис. 8.10. Длина большой хорды сегмента, мм, %=D1戸由(180。心.(8.9)
При выборе числа пазов в сердечнике статора Zi руководЛву- ются рекомендациями, выработанными на основании опыта проектирования синхронных машин. По рис. 8.11 и полученному значению полюсного деления определяют два значения зубцового деления: минимальное timin и максимальное Лтах. Затем определяют соответственно максимальное Zima* и минимальное Ziwzn числа пазов, допускаемые в проектируемой машине:
Zj_ma* =几Dl/'lniiTi； ^Imin ~ ^^l^lmax* (8.10)
Полученные no (8.10) значения округляют до целых чисел. Из полученного диапазона возможных значений Z〔 выбирают число пазов, для которого соблюдаются следующие условия:
Рис. 8.11. Предельные значения зубцового деления /i для синхронных явнополюсных машин:
I — 13*й и И-й габариты; 2 — 16-й и 17-Й габариты; 3— 18—21-й габариты
число пазов должно быть кратным числу фаз /П1 и числу параллельных ветвей。卜 т. е. Zi/mg ——целое число;
число пазов на полюс и фазу q\=Z{2Pmi должно быть либо целым числом (夕1=2+5) при 2р<8 (меньшее значение «【соответствует большему 2р), либо дробным числом (ll-^V'iV3) для машин с числом полюсов 2"戸8; дробное число q】должно иметь вид
% = b + c/d,где b ——целое число, a c/d — правильная несократимая дробь, при-чем d — знаменатель дробной части числа qi；
число пазов на полюс и фазу qi—Zi/2pmi должно быть связано с числом параллельных ветвей следующим образом:
при целом q〔 отношение 2"/。1 должно быть целым числом;
при дробном 夕1 отношение 2PAzid — должно быть целым числом, 也е d ——знаменатель дробной части q〔 (см. п. 2);
при Dih>990 мм для удобства сегментирования необходимо, чтобы число пазов Z【разлагалось на возможно больше простых множителей (2, 3, 5, 7, 11 и т. д.);-
для машин с разъемным статором (DiH^3250 мм) число пазов 21 должно быть кратным числу разъемов.
Перечисленным условиям обычно удовлетворяют несколько значений Zi.
Для каждого значения Z^ определяют число эффективных проводников в пазу 〃п и линейную нагрузку 4 и окончательно принимают такое значение Zb для которого уточненное значение линей-
ной нагрузки 4[ минимально отличается от предварительно принятого значения Л (не более чем на 5 %), Если же сердечник статора сегментирован (габариты 16-й и более), то для каждого значения Zi следует определить хорду сегмента Нс (8.9), а принятое для дальнейшего расчета значение Z】должно удовлетворять еще и условию минимальных отходов при раскрое сегментов из стандартного листа электротехнической стали (ширина листов 475, 600, 750 или 1000 мм). Другими словами, хорда сегмента 77c должна быть немногим меньше ширины стандартного листа.
Номинальный ток статора, А,
厶 н°м = —&°м*з(8.12)
%%н°мП cos%
Ток в параллельной ветви обмотки статора не должен превышать 150—200 А, откуда следует, что необходимое число параллельных ветвей обмотки статора равно
= /1Ном/150^200.(8.13)
Число эффективных проводников в пазу статора
10-з〃*(8.14)
Полученное значение ип округляют до четного числа и уточняют значение линейной нагрузки, А/м:
4 = 〃口Z'/ihom” Ю3/й>1 ^Ог.(8.15)
Затем рассчитывают площадь поперечного сечения эффективного проводника обмотки статора, мм2,
Г,%зф = Аном/% %•、(8.16)
Предварительное значение плотности тока А； машин защищенного исполнения (IP23) при системе изоляции класса нагревостой- кости В и напряжении сети С/1ном^6000 В принимают в зависимости от габарита машины:
Габарит машины 12—1416一1718—21
А；，А/мм2 5,5—5,85,0—5,54,8—5,0
Здесь меньшие значения плотности тока относятся к многополюсным машинам. При изоляции класса нагревостойкости F приведенные значения плотности тока следует умножить на 1,12. При напряжении сети 10 кВ Д1 необходимо умножить на 0,85. Hrh выборе предварительного значения плотности тока следует помнить, что с увеличением Д1 уменьшается расход обмоточной меди, но при этом растут потери в обмотке статора и ее рабочая температура. С уменьшением Ai растет КПД машины, повышается ее надежность, но ухудшается использование активных материалов.
Затем выбирают стандартное сечение обмоточного провода. При проводах прямоугольного сечения одновременно с выбором стандартного сечения элементарного провода ,1зл определяют и его размеры а и b (см. приложение П,1).
Количество элементарных проводов пЭл в одном эффективном выбирают так, чтобы сечение провода не превышало 18 мм? с размером по высоте а《3,0+3,5 мм. По ширине паза обычно укладывают не более двух проводов (《плашмя》)，а по высоте — не более четырех (обмотка двухслойная).
Общее число элементарных проводников в пазу
«П = «эл ып.(8.17)
Уточненное значение плотности тока в обмотке статора
& = ^ 1Н0М^ЭЛ *7эл(8.18)
не должно намного отличаться от предварительно принятого значения Аь
При выборе конструкции системы изоляции обмотки статора машин до 1000 В следует руководствоваться табл. 5.12—5.14. Конструкция системы изоляции обмотки статора при напряжении 6 и 10 кВ представлена в табл. 8.6・
Используя данные указанной таблицы, определяют двустороннюю толщину изоляции по ширине Сь и по высоте 以 паза.
Для обмоток статоров высоковольтных синхронных машин при напряжении 10 кВ применяют провода марки ПСД с дополнительной изолировкой провода стеклослюдинитовой лентой толщиной 0,09 мм в один слой вполнахлеста. При напряжении от 3 до 6 кВ применяют обмоточный провод марки ПЭТВСД с эмалево-волокнистой изоляцией, (см. табл. П.1.4). Такой провод не требует наложения дополнительной изоляции. При напряжении С/1НОм^660 В применяют обмоточные провода марок ПСД и ПЭТВП.
Размеры паза статора в свету, необходимые для размещения в нем требуемого количества элементарных проводов, определяются следующим образом:
ширина паза, мм,
匕口工=^эль ^из + ^ь + 6加(8.19)
высота паза, мм,
也1 = %nh%3 + & + 6Ph + 仆(8.20)
Здесь Пзль и «эл/i — количество элементарных проводов по ширине и высоте паза; бРь и 6р九一припуски на разбухание изоляции по ширине и высоте паза:
брь — 0,05%пь； 6РЛ — 0,05/7элЛ. (8.21)
Высота части паза под клин принимается равной /1к=4+5 мм. Полученные размеры паза округляют до десятых долей милли
метра.
Окончательно размеры паза принимают после расчетов максимальной магнитной индукции в зубце статора, Тл,
^zlmax =
(fi — ^ni) ^ci
(8.22)
Материал
Толщина изоляции, мм
Часть обмотии
я
Число слоев
НаименованиеВ
Таблица 8.6. Изоляция катушек обмоток статора машин переменного тока на напряжение до 10 кВ (класс нагревостойкости В)
Корпусная изоляция
Стеклослюдинитовая лента ЛС при
£/= 10 кВ
0,13
9 вполнах
2,3
4,7
2
U=6 кВ
Лейта стеклянная Л ЭС
0,1
леста
6 вполнах- леста
1 встык
1,6
0,2
3,2
ОД
3
Толщина изолиции катушечной стороны прн
£/-10 кВ
£7=6 кВ
Прокладки 8 пазу
Стеклотекстолит СТ-1
1
2
2,5
1,8
5,1
3,6
2
,5
То же
0,5
2
—
2
Общая толщина изоляции на паз при
U=10kB
5,0
14,2
U=6 кВ
—
—
3,6
11,2
Пазовая часть обмотки
6
Стеклослюдинитовая лента ЛС при
U=10 кВ
0,13
9 вполиах-
2,3
4,7
7
U=6 кВ
Лента стеклянная ЛЭС
0J
леста
6 вполнах- леста
1 встык
1,6
0,2
3,2
0,2
Неплотности и неров
1,0
1,0
ности
Общая толщина изоляции лобовой части при
U=10 кВ
U=6 кВ
二
3,5
2,8
5,9
4,4
Лобовая часть обмотки
и магнитной индукции в спинке статора, Тл,
0,5а； тВ；
^С1 ^С1
(8.23)
где Act — высота
спинки статора, мм:
йс1 = 0,5(D1H — DJ — hzV
(8.24)
Коэффициент заполнения пакета сталью при лакировке листов 々ci=0,95.
Для низковольтных машин полученные значения Bz^x и Во не должны превышать значений, приведенных в табл. 5.9. При напряжениях 6 и 10 кВ эти значения индукций не должны превышать B21majc= 1,64-2,2 Тл и Вс1 = 1,2—1,5 Тл. Если же полученные по (8.22) и (8.23) значения магнитных индукций превышают допустимые пределы, то следует пересчитать размеры паза статора и сечение проводов.
Число последовательных витков в обмотке фазы статора
g = pq工％l®・(8.25)
Обмоточный коэффициент обмотки статора
瓦 61 = ^pi %н(8.26)
где "pi — коэффициент распределения:
йР1-0,5/?1 sin (307^1)；(8.27)
йу1 — коэффициент укорочения:
&i = sin(₽90。).(8.27а)
При дробном числе пазов на полюс и фазу ,i=b+c/d в (8.27) вместо подставляют bd+c
Относительный шаг обмотки статора р при 2р》4 предварительно принимают pz=0,804-0,86. Тогда шаг обмотки статора по пазам
% = PZ/2P.(8.28)
Полученное значение 勿 округляют до целого числа, а затем уточняют значение §
Р = 2py1/Z1(8.29)
и определяют коэффициент укорочения по (8.27а).
ВОЗДУШНЫЙ ЗАЗОР СИНХРОННОЙ
явнополюснои МАШИНЫ
Зазор S между сердечником статора и полюсными наконечни* ками ротора является одним из важнейших параметров синхронной машины, во многом определяющим ее технико-экономические показатели.
Так же как и у асинхронных двигателей, уменьшение зазора б способствует уменьшению потерь, а следовательно, повышению КПД, но при этом удорожается изготовление машины и снижается ее надежность из-за возникновения опасности задевания полюсами ротора сердечника статора. При увеличении зазора возрастают размеры полюсов ротора и полюсных катушек, увеличиваются потери в обмотке возбужения. Необходимо учитывать также влияние значения зазора на индуктивное сопротивление якоря (ста-
тора) по продольной оси %d*. Этот параметр в значительной сте< пени определяет перегрузочную способность (статическую перегру- жаемость) синхронной машины Мтах^ =Мтах/МпОм- Воспользовавшись рис. 8.12, можно по заданной перегрузочной способности определить соответствующее относительное значение индуктивного сопротивления х^*, а затем, из выражения
S ^ 瓦• 10- 6S ^ 瓦• 10- 64 Т4 ТBf *d*Bf *d*(8.30)(8.30)
S ^ 瓦• 10- 6
S ^ 瓦• 10- 6
4 Т
4 Т
Bf *d*
Bf *d*
(8.30)
(8.30)
Рис. 8.12. Зависимость 尤d* ОТ Мтах/Мном ДЛЯ СИНХрОН- иых машин общего назначенияРис. 8.12. Зависимость 尤d* ОТ Мтах/Мном ДЛЯ СИНХрОН- иых машин общего назначениялюсных машинахлюсных машинах,среднее значение воздушного зазора, мм, 5ср = 6 + (^тпах — 3)/3 注 0,78бтах..,среднее значение воздушного зазора, мм, 5ср = 6 + (^тпах — 3)/3 注 0,78бтах..(8.31)(8.31)
Рис. 8.12. Зависимость 尤d* ОТ Мтах/Мном ДЛЯ СИНХрОН- иых машин общего назначения
Рис. 8.12. Зависимость 尤d* ОТ Мтах/Мном ДЛЯ СИНХрОН- иых машин общего назначения
люсных машинах
люсных машинах
,среднее значение воздушного зазора, мм, 5ср = 6 + (^тпах — 3)/3 注 0,78бтах..
,среднее значение воздушного зазора, мм, 5ср = 6 + (^тпах — 3)/3 注 0,78бтах..
(8.31)
(8.31)
определить требуемое значение воздушного зазора б, мм. Коэффициент kx в (8.30) принимают равным 疋=0,27+ 4-0,33, причем меньшие значения kx соответствуют большему значению Xd*.
Согласно ГОСТ 183-74 для синхронных двигателей общего назначения Мтах/Мнои^ 1,65. Например, синхронные двигатели серии СД2 имеют перегрузочную способность 1,7—1,8, а синхронные двигатели серий СДН2 и СДН32 16-го габарита имеют Мтах/Миоы = 1,74- 4-1,9, а 17-го габарита — Л1тах/Мпом= = 1,8+2,5.
При неравномерном воздушном зазоре и отношении бтах/6 = 1,5, которое обычно принимают в синхронных явнопо
РАСЧЕТ ПОЛЮСОВ РОТОРА И ПУСКОВОЙ ОБМОТКИ
Полюсы ротора обычно шихтуют из листов, выштампованных заодно с полюсным наконечником. Для полюсов чаще применяют конструкционную листовую сталь марки СтЗ толщиной 1,0 или 1,5 мм. Листы обычно не лакируют, так как имеющаяся на их поверхности тонкая оксидная пленка является достаточной изоляцией для ограничения вихревых токов в полюсных наконечниках, обусловленных пульсацией магнитной индукции в зазоре из-за зубчатости статора.
На рЯс. 8.13 показана конструкция полюса ротора синхронной машины, где сердечник полюса 5, выполненный заодно с полюсным наконечником, крепится на шихтованном ободе 2 посредством Т- образного хвостовика. Этот хвостовик запирается в отверстии обода двумя парами стальных клиньев (шпонок) 8. Обод посажен на вал 1. Для предотвращения распушения сердечника полюса с двух сторон предусматривают стальные щеки 2, стянутые шпильками. Щеки имеют заплечики, удерживающие полюсную катушку 5. В пазах полюсного наконечника расположены стержни 6 пусковой 192
(успокоительной) клетки, соединенные с двух сторон короткозамы- кающими сегментами 7.
Ширину сердечника полюса bm, мм, определяют по предварительному допустимому значению магнитной индукции в основании сердечника полюса Вт =1,4+1,6 Тл:
% = %Вб%：т ,(8.32)
т ст加
ГДе йст—коэффициент заполнения сердечника полюса сталью: при толщине листов 1,0 мм 瓦团=。,95, а при толщине 1,5 мм kcm —
Рис. 8.13. Полюс ротора синхронной машиныРис. 8.13. Полюс ротора синхронной машины
Рис. 8.13. Полюс ротора синхронной машины
Рис. 8.13. Полюс ротора синхронной машины
= 0,97; 1т — расчетная длина полюса, мм;行嚷=Фт/Ф~предварительное значение коэффициента рассеяния полюсов:
唠=1 + 350闻*/吟唠=1 + 350闻*/吟(8.33)(8.33)
唠=1 + 350闻*/吟
唠=1 + 350闻*/吟
(8.33)
(8.33)
где 6ср и t — в мм.
Значение коэффициента kG зависит от высоты полюсного нако нечника hp：
304050 60 70
7 8,5 10 1112
Высоту hP принимают по рис. 8.14.
Ширину полюсного наконечника Ьр, мм, определяют по конструктивному коэффициенту полюсного перекрытия а=0,68+0,73:
% = ат.(8.34)
(8.35)(8.35)Расчетная длина сердечника полюса, мм.
(8.35)
(8.35)
% = 'т + %
где Zm — длина полюса, мм; /щ ——толщина щеки, мм (см. рис. 8.13)， мм.
Длину полюса (полюсного наконечника) Zm принимают равной длине сердечника статора 厶 или на 10——20 мм меньше.
Рис. 8.14. Рекомендуемые значения высоты полюсного наконечника %:Рис. 8.14. Рекомендуемые значения высоты полюсного наконечника %:Предварительное значение высоты полюса 为т, мм, определяют по одной из приведенных ниже формул:
Рис. 8.14. Рекомендуемые значения высоты полюсного наконечника %:
Рис. 8.14. Рекомендуемые значения высоты полюсного наконечника %:
машины мощностью до 100 кВт
hm (0,30-0,35) А — 饱 + б);(8.36)
машины 10—15-го габаритовгпри 2PH =4 и 6
% = (0,45+0,55)%;(8.37)
при 2р》8
hm q 10,56 + 80；(8.38)
/ — с пусковой клеткой; 2 без нее/ — с пусковой клеткой; 2 без неемашины 16—20-го габаритов
/ — с пусковой клеткой; 2 без нее
/ — с пусковой клеткой; 2 без нее
/im« 16 + 33,5-^?.(8.39)
Г
(8.40)(8.40)Размеры обода ——длину /Об и высоту /гОб ——определяют следующим образом. Длина обода, мм,
(8.40)
(8.40)
'об =乙 + А"
Предварительно А/=50+100 мм. После расчета полюсной катушки длина обода уточняется и принимается равной наружному размеру катушки по продольной оси машины (см. рис. 8.13). Высота обода, мм,
(8.41)(8.41)<4% В； %2В"46
(8.41)
(8.41)
где Воб ^=1,04-1,3 Тл ——допускаемая магнитная индукция в ободе.
Пусковую (успокоительную) обмотку располагают в продольных пазах полюсных наконечников. Стержни каждого полюса с двух сторон соединяют короткозамыкающими сегментами. Сегменты соседних полюсов соединяют друг с другом так, чтобы образовались короткозамыкающие кольца (рис. 8.15).
Назначение пусковой обмотки состоит в ослаблении качаний ротора в переходных режимах синхронной машины. В синхронных двигателях эта обмотка к тому же обеспечивает асинхронный
пуск двигателя. Поэтому применительно к синхронным двигателям, указанную обмотку называют пусковой. Кроме перечисленных функций пусковая обмотка способствует подавлению высших пространственных гармоник поля, обусловленных зубчатостью сердечника статора. Это ведет к снижению добавочных потерь и улучшает форму ЭДС обмотки статора. -
Количество стержней пусковой обмотки на одном полюсе ^2= =5+10. Стержни обычно имеют круглое сечение, выполняются из
Рис. 8.15. Пусковая (успокоительная) обмотка:
1 — стержень； 2— короткозамыкающий сегмент
меди, а в некоторых случаях для получения повышенного пускового момента —из латуни. Возможна и комбинация: крайние стержни делают латунными, а средние — медными.
Площадь поперечного сечения стержня клетки, мм2,
(8.42)
где Ai — плотность тока в обмотке статора, А/мм2 [см. (8.18)].
Коэффициент fen,к для синхронных генераторов принимают равным fen,K= (0,154-0,25) • 10-3, а для синхронных двигателей йп,к = = (0,25+0,35)・10-з.
Диаметр стержня пусковой (успокоительной) клетки, мм, 厶 1,13 /%.(8.43)
Полученное по (8.43) значение округляют до 0,5 мм. Затем уточняют площадь поперечного сечения стержня, мм2,
% =冗遇/4.(8.44)
Длина стержня, мм,
% = %+ (0,2+0,4)q(8.45)
где /р ——длина полюсного наконечника, мм*
Зубцовый шаг на полюсном наконечнике, мм,
片=(% - 4 — ")/(必-1),(8.46)
где е — расстояние от края полюсного наконечника до первого паза, обычно е=3+10 мм (рис. 8.13).
В целях уменьшения добавочных потерь в синхронных двигателях и исключения «прилипания» ротора к сердечнику статора зубцовый шаг /2 и число стержней N? выбирают такими, чтобы соблюдались условия
4》o,8f1； (М-1)[1-偽俏)]> 0,75.(8.47)
Диаметр полузакрытых круглых пазов на полюсном наконечнике, мм,
dn@ = % + Адр，(8.48)
где Ацр=0,2 мм — припуск на штамповку и укладку стержней в пазы.
Ширина шлица паза 6Ш2^3-?4 мм, а высота шлица паза /гш2 = ===2-~-3 мм.
Короткозамыкающие сегменты выполняют из медных шин (см. приложение П.1) сечением ^к, равным приблизительно половине сумммарного сечения стержней одного полюса, мм2,
9к = ^к 九 ^ 0,57V2 %,(8.49)
при этом толщина шины а^ должна быть не менее 2d?/3.
* 8.6. РАСЧЕТ МАГНИТНОЙ ЦЕПИ
Магнитодвижущую силу обмотки возбуждения 尸во, необходимую для создания в машине требуемого магнитного потока Ф в режиме холостого хода, определяют из расчета магнитной цепи. Требуемое значение магнитного потока в воздушном зазоре, Вб,
Ф =а ,(8.50)
где £"ю — ЭДС фазы обмотки статора в режиме холостого хода, равная номинальному напряжению Eio=Uihom； ^в — уточненное значение коэффициента формы поля, определяют по рис. 8.16 в зависимости от конструктивного коэффициента полюсного перекрытия а, принятого при расчете ширины полюсного наконечника Ьр, см (8.34).
Затем уточняют максимальное значение магнитной индукции в воздушном зазоре, Тл,
& = Ф- 10®/агт/г,(8.51)
где ai — коэффициент полюсного перекрытия, определяемый по рис. 8・16'В зависимости от а.
Расчет магнитной цепи ведут на пару полюсов. В принципе этот расчет не отличается от расчета магнитной цепи асинхронного двигателя (см. § 5.7) и состоит в определении магнитного напряжения 196
отдельных участков магнитной цепи. В явнополюсной синхронной машине различают следующие участки магнитной цепи (рис. 8.17): воздушный зазор б, зубцовый слой статора hzit спинку статора Lei, зубцовый слой ротора Л2г> полюс ротора %，обод ротора £。6, стык между полюсом и ободом hm0^t
Магнитное напряжение воздушного зазора, А, определяют по (5.152), предварительно рассчитав коэффициент воздушного зазора 阮=々“ М2. Коэффициент воздушного зазора для статора 翫i и ротора 々62 определяют по формулам
(8.52)(8.52)右=& + 1°3ср・
(8.52)
(8.52)
匕一匕 П1 + 103cp
屈2 =屈2 =力2 + 103cp勾一瓦ng + l°3cp力2 + 103cp勾一瓦ng + l°3cp.(8.53).(8.53)
屈2 =
屈2 =
力2 + 103cp
勾一瓦ng + l°3cp
力2 + 103cp
勾一瓦ng + l°3cp
.(8.53)
.(8.53)
В этих выражениях f【и /2 — зубцовые деления статора и ротора; М — ширина паза статора [при полузакрытых пазах вместо 6ni вВ этих выражениях f【и /2 — зубцовые деления статора и ротора; М — ширина паза статора [при полузакрытых пазах вместо 6ni в(8.52) следует подставить 6Ш1 — ширину шлица паза статора], мм; 6山2 ——ширина шлица паза ротора (см. рис. 8.15), мм; 6Ср — среднее значение воздушного зазора по (8.31), мм.Магнитное напряжение зубцового слоя статора, А, определяют по (5.156). В новых разработках явнополюсных синхронных машин для изготовления сердечника статора следует применять холоднокатаные изотропные стали марок 2013, 2312, а для машин большой мощности •—2411. При расчете магнитной индукции в зубце статора &i и определении 'напряженности поля 〃zi следует руковод-Рис. 8.16. Зависимость а； и % от а: а — при равномерном зазоре; б — при неравномерном зазоре (^таХ /6=1,5)(8.52) следует подставить 6Ш1 — ширину шлица паза статора], мм; 6山2 ——ширина шлица паза ротора (см. рис. 8.15), мм; 6Ср — среднее значение воздушного зазора по (8.31), мм.Магнитное напряжение зубцового слоя статора, А, определяют по (5.156). В новых разработках явнополюсных синхронных машин для изготовления сердечника статора следует применять холоднокатаные изотропные стали марок 2013, 2312, а для машин большой мощности •—2411. При расчете магнитной индукции в зубце статора &i и определении 'напряженности поля 〃zi следует руковод-Рис. 8.16. Зависимость а； и % от а: а — при равномерном зазоре; б — при неравномерном зазоре (^таХ /6=1,5)ствова^ься указаниями § 5.7. Но при этом необходимо иметь в виду следующее: при Bzi^l,9 Тл напряженность 〃zi определяют по основной таблице намагничивания для соответствующей марки стали (см. приложение П.2), а при Bzi>l,9 Тл для определения НгХ следует воспользоваться кривыми намагничивания для зубцов (см. рис. П.2.3 или П.2.4), предварительно рассчитав коэффициент 力口】, учитывающий ответвление части магнитного потока в паз.ствова^ься указаниями § 5.7. Но при этом необходимо иметь в виду следующее: при Bzi^l,9 Тл напряженность 〃zi определяют по основной таблице намагничивания для соответствующей марки стали (см. приложение П.2), а при Bzi>l,9 Тл для определения НгХ следует воспользоваться кривыми намагничивания для зубцов (см. рис. П.2.3 или П.2.4), предварительно рассчитав коэффициент 力口】, учитывающий ответвление части магнитного потока в паз.
В этих выражениях f【и /2 — зубцовые деления статора и ротора; М — ширина паза статора [при полузакрытых пазах вместо 6ni в
В этих выражениях f【и /2 — зубцовые деления статора и ротора; М — ширина паза статора [при полузакрытых пазах вместо 6ni в
(8.52) следует подставить 6Ш1 — ширину шлица паза статора], мм; 6山2 ——ширина шлица паза ротора (см. рис. 8.15), мм; 6Ср — среднее значение воздушного зазора по (8.31), мм.
Магнитное напряжение зубцового слоя статора, А, определяют по (5.156). В новых разработках явнополюсных синхронных машин для изготовления сердечника статора следует применять холоднокатаные изотропные стали марок 2013, 2312, а для машин большой мощности •—2411. При расчете магнитной индукции в зубце статора &i и определении 'напряженности поля 〃zi следует руковод-
Рис. 8.16. Зависимость а； и % от а: а — при равномерном зазоре; б — при неравномерном зазоре (^таХ /6=1,5)
(8.52) следует подставить 6Ш1 — ширину шлица паза статора], мм; 6山2 ——ширина шлица паза ротора (см. рис. 8.15), мм; 6Ср — среднее значение воздушного зазора по (8.31), мм.
Магнитное напряжение зубцового слоя статора, А, определяют по (5.156). В новых разработках явнополюсных синхронных машин для изготовления сердечника статора следует применять холоднокатаные изотропные стали марок 2013, 2312, а для машин большой мощности •—2411. При расчете магнитной индукции в зубце статора &i и определении 'напряженности поля 〃zi следует руковод-
Рис. 8.16. Зависимость а； и % от а: а — при равномерном зазоре; б — при неравномерном зазоре (^таХ /6=1,5)
ствова^ься указаниями § 5.7. Но при этом необходимо иметь в виду следующее: при Bzi^l,9 Тл напряженность 〃zi определяют по основной таблице намагничивания для соответствующей марки стали (см. приложение П.2), а при Bzi>l,9 Тл для определения НгХ следует воспользоваться кривыми намагничивания для зубцов (см. рис. П.2.3 или П.2.4), предварительно рассчитав коэффициент 力口】, учитывающий ответвление части магнитного потока в паз.
ствова^ься указаниями § 5.7. Но при этом необходимо иметь в виду следующее: при Bzi^l,9 Тл напряженность 〃zi определяют по основной таблице намагничивания для соответствующей марки стали (см. приложение П.2), а при Bzi>l,9 Тл для определения НгХ следует воспользоваться кривыми намагничивания для зубцов (см. рис. П.2.3 или П.2.4), предварительно рассчитав коэффициент 力口】, учитывающий ответвление части магнитного потока в паз.
一一(8.55)(8.55)&2(1/3)=&2(1/3)=勿2(1/3) /т%2勿2(1/3) /т%2Рис. 8.17. Расчетный участок магнитной цепи явнополюсной синхронной машиныРис. 8.17. Расчетный участок магнитной цепи явнополюсной синхронной машиныРис. 8.18. Зависимость 自 отB(J1Рис. 8.18. Зависимость 自 отB(J1
一
一
(8.55)
(8.55)
&2(1/3)=
&2(1/3)=
勿2(1/3) /т%2
勿2(1/3) /т%2
Рис. 8.17. Расчетный участок магнитной цепи явнополюсной синхронной машины
Рис. 8.17. Расчетный участок магнитной цепи явнополюсной синхронной машины
Рис. 8.18. Зависимость 自 от
B(J1
Рис. 8.18. Зависимость 自 от
B(J1
Магнитное напряжение зубцового слоя ротора, А, определяют по (5.186), при этом высота зубца на полюсном наконечнике ротора (см. рис. 8.15) равна
也 2 =厶2 + %2・ (8.54)
Напряженность поля в зубцах Н^ определяют по магнитной индукции В22(1/з), Тл, для расчетного сечения, расположенного на высоте %修 от поверхности полюсного наконечника:
Где ^z2(i /з)— ширина зубца ротора на расстоянии % 厄？ от поверх- ностн полюсного наконечника, мм:
樓U/3)=鱼二^二丁)也% - 0,94/.(8.56)
При определении напряженности поля Hz2 следует пользоваться основной таблицей намагничивания приложения П.2 для соответствующей марки стали.
Магнитное напряжение спинки статора, А,
% 二 &儿"川，10一3,(8.57)
тде g — коэффициент, учитывающий неравномерное распределение магнитной индукции в спинке статора вдоль магнитной линии (рис.
J98
; Lei ——средняя длина магнитной линии в спинке статора, мм: 〃1 = 5/2р)(%—М).(8.58)
Напряженность поля в спинке статора Hei определяют по магнитной индукции 5С1 см. (5.189) и основной таблице намагничивания.
Коэффициент магнитного насыщения сердечника статора и зубцового слоя ротора
% = 0/2%(&59)
где
尸 6ZC = 2月 + 2% + 2% + 尸 в(8.60)
Магнитное напряжение полюса, А,
'Fm=〃m 仅 т + %)・10—3,(8.61)
где Нт ——напряженность поля у основания полюса, А/м・
Напряженность поля Нщ определяют по магнитной индукции в основании полюса, Тл,
%=①恤也，(8-62)
儿%年m
где I m ——расчетная длина сердечника полюса (8.35), мм; Ьт——ширина сердечника полюса, мм; kcm — коэффициент заполнения сердечника полюса сталью.
Коэффициент рассеяния полюсов ротора можно определить из выражения
% =(8・63)
Магнитное напряжение обода ротора, А,
尸。6 = "。6厶6・10-3,(8.64)
где £об ——длина магнитной линии в ободе, мм:
£об •=(冗/2р) ［口 一 26 — 2 (% + hj —九"1；(8.65)
Ноб ——напряженность магнитного поля в ободе, А/м; определяется по магнитной индукции в ободе, Тл,
В°6=陋畔 6(8.66)
2/об 九об 左ст
и таблице намагничивания (см. приложение П.2). В машинах средней и большой мощности значение F06 невелико и его можно не учитывать.
Магнитное напряжение стыка между полюсом и ободом. А, определяют по приближенной формуле-
f加6^250%，(8.67)
где Вт——магнитная индукция в основании полюса, Тл (8.62).
Магнитодвижущая сила обмотки возбуждения синхронной машины в режиме холостого хода на пару полюсов определяется суммой магнитных напряжений:
Fb。= 2F& + 2% + 2% + % + 2% + Fo6 + 2%об・(8.68)
Задавшись рядом относительных значений ЭДС статора Ен)* = =Eio/Uihom, например 0,5; 1,0; 1,1; 1,2; 1,3, и рассчитав для каждого из этих значений FB0*, построим характеристику холостого хода синхронной машины в относительных единицах £10*=f (FB0*). За базовое значение относительной МДС 尸во* принята МДС, соответствующая ЭДС статора Eio=Uihom・
Характеристику холостого хода машины £*10*=/(FB0*) сравнивают с нормальной характеристикой холостого хода явнополюсных синхронных машин:
Eig 0,58 1,0 1,21 1,33 1,44 1,46 1,51
0,50 1,0 1,50 2,0 2,50 3,0 3,50
Обе характеристики холостого хода, построенные в одних осях координат, должны мало отличаться друг от друга.
Для удобства расчета магнитной цепи следует составить таблицу, аналогичную табл. 8.11.
РАСЧЕТ МДС ЯКОРЯ ПО ПРОДОЛЬНОЙ
И ПОПЕРЕЧНОЙ ОСЯМ
Известно, что реакция якоря в синхронной машине вызывает изменение магнитного поля, которое должно быть учтено при определение МДС обмотки возбуждения, необходимой при работе машины в режиме нагрузки. При расчете этой МДС используют метод《двух реакций», сущность которого состоит в том, что МДС статора разлагают на две составляющие:
продольную, направленную по оси полюсов, А,
尸d =几sin屮工，(8.69)
и поперечную, направленную по оси, проходящей через середину межполюсного пространства, А,
Fq = Fa costpi，(8.70)
В этих выр ажениях 山1 ——угол сдвига фаз между векторами тока статора и ЭДС, наведенной результирующим магнитным потоком по продольной оси (см. рис. 8.21); Fa — МДС обмотки статора (якоря) на пару полюсов:
尸а = °,9/п1Tl 耽々о(ц/"・(8.71)
При рассмотрении вопроса о влиянии реакции якоря на основное поле синхронной машины пользуются понятиями приведенных МДС реакции якоря по продольной оси
Fad = Fd kad(8.72)
и по поперечной оси
“Fqk(8・73)
где kad — коэффициент приведения МДС реакции якоря по продольной оси к МДС обмотки возбуждения и kaq — коэффициент
Рис. 8.19. К определению коэффициентов приведения kad и kaq: а — при равномерном зазоре; 6 — при неравномерном зазоре Змакс/6ТЗ)Рис. 8.19. К определению коэффициентов приведения kad и kaq: а — при равномерном зазоре; 6 — при неравномерном зазоре Змакс/6ТЗ)
Рис. 8.19. К определению коэффициентов приведения kad и kaq: а — при равномерном зазоре; 6 — при неравномерном зазоре Змакс/6ТЗ)
Рис. 8.19. К определению коэффициентов приведения kad и kaq: а — при равномерном зазоре; 6 — при неравномерном зазоре Змакс/6ТЗ)
Рис. 8.20. Зависимости 尤办 xg и fe от fe ^
приведения МДС реакции якоря по поперечной оси к МДС обмотки возбуждения. Значения этих коэффициентов определяют по рис. 8.19.
Если магнитная цепь машины не насыщена, то продольное и поперечное магнитные поля неж оказывают взаимного влияния, т. е. действуют независимо. Но обычно магнитные цепи синхронных машин насыщены и взаимное влияние продольного и поперечного магнитных полей в нагруженной машине необходимо учитывать. Это достигается умножением МДС Fad и Faq соответственно на ко- эффициенты Xd и хд:
F\ = F^Kq.F\ = F^Kq.(8.74)(8.74)尸二=尸^4；
F\ = F^Kq.
F\ = F^Kq.
(8.74)
(8.74)
Коэффициенты и^ и 乂〃 определяют по рис. 8.20 в зависимости от коэффициента магнитного насыщения сердечника статора k^. (8.59), причем коэффициенты х〃 и х9 относятся к машинам с равномерным воздушным зазором (6тах/б = 1), а коэффициенты % и *q ——к машинам с неравномерным зазором (6тах/6 = 1,5).
Поперечная реакция якоря в машинах с насыщенной магнитной цепью оказывает размагничивающее действие, для компенсации которого необходимо увеличение МДС обмотки возбуждения на значение 尸夕心 А, равное:
при равномерном зазоре
Fqd = kFq ат/6;(8.75)
при неравномерном зазоре
Fqd = kFqr/8.(8.76)
Значения коэффициентов к (при равномерном зазоре) и к (при неравномерном зазоре) определяют по рис. 8.20.
РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ ОБМОТКИ СТАТОРА
Статор синхронной машины не отличается от статора асинхронного двигателя. Поэтому для расчета некоторых параметров обмотки статора синхронной машины следует воспользоваться выражениями, приведенными в § 5.4.
寸 Активное сопротивление фазы обмотки статора, приведенное к рабочей температуре 门，рассчитывают по (5.67), а его относительное значение г* ——по (5.68). При этом расчет средней длины лобовой части жестких катушек для высоковольтных машин (6 или 10 кВ) выполняют по (5.65), а затем увеличивают ее на 40 мм.
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора %i определяют по (5.79), предварительно определив коэффициент магнитной проводимости рассеяния обмотки статора по (5.78). При этом коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния приближенно определяют по формуле
ХД1 0,03таг/6ср 自 ％.(8.77)
Индуктивное сопротивление рассеяния фазы обмотки статора 允 определяют по (5.80).
Индуктивное сопротивление взаимной индукции по продольной оси в относительных единицах
力aS =々ad 尸аном/2力叫5 尸биом ,(8.78)
где 尸《ном — МДС обмотки статора (якоря), А, соответствующая номинальному току /1НОм (8.12); Р^пом —магнитное напряжение воздушного зазора при ЭДС £io = t71HOM; 々цо,5 —коэффициент, учитывающий влияние магнитных напряжений стали и зазора между полюсом ротора и статором и зазора между полюсом и ободом;
определяют из расчета магнитной цепи при магнитном потоке, со』 ответствующем ЭДС Eio=O,5Qhqm：
^цо,5 =尸во,5/【2 (尸60,5 + Fmo60,5)I；(8.79)
здесь 尸во,5 — МДС обмотки возбуждения в режиме холостого хода при ЭДС статора £\o = O,5Uihqm, A; F^o.s и Fm06o^ — магнитные напряжения воздушного зазора и стыка между полюсом и ободом при ЭДС Ei0 = O,5 U 1ном» А.
Индуктивное сопротивление взаимной индукции по поперечной оси в относительных единицах
y _ 瓦Q尸аном 1 +耳
Синхронное индуктивное сопротивление обмотки статора по продольной оси в относительных единицах
"d* ~ ^ad* + "1*・(8.81)
Синхронное индуктивное сопротивление обмотки статора по поперечной оси в относительных единицах
%* ~ 尤aq* + "1*・(8.82)
РАСЧЕТ МДС ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ ПРИ НАГРУЗКЕ
Магнитодвижущую силу обмотки возбуждения при нагрузке 尸в,н рассчитывают по векторным диаграммам, построенным по уравнению напряжения:
для генератора
" = АЛ - 了厶尤i -厶勺；(8.83)
для двигателя
% = £,iH + "1尤1 +厶%(8.84)
где £\н — ЭДС синхронной машины при нагрузке, т. е. ЭДС, наведенная результирующим магнитным потоком (с учетом реакции якоря)..
Рассмотрим порядок построения векторной диаграммы явнополюсной синхронной машины (рис. 8.21) и определения МДС обмотки возбуждения FBjH для номинального режима работы.
В соответствии с номинальными значениями тока статора /том и фазного напряжения UiH0M выбираем масштабы тока /п% А/мм, и напряжения ши, В/мм; учитывая угол фазового сдвига ф1ном, СТрОЯТ ВеКТОрЫ Лном И U 1ном-
В случае синхронного генератора вектор тока отстает по фазе от вектора напряжения на угол фиом (рис. 8.21, а), а в случае синхронного двигателя опережает его (рис. 8.21, 6).
Из конца вектора (/iHom проводим вектор падения напряже* ния в активном сопротивлении ZihomH (параллельно вектору тока) и из конца последнего — вектор падения напряжения в индуктив-
ном сопротивлении j/щом尤i (перпендикулярно вектору тока). В случае синхронного генератора векторы падений напряжений суммируют с вектором Uihom (рис. 8.21, а), а в случае двигателя вычитают из него (рис. 8.21,6). Соединив начало векторной диаграммы (точка О) с концом вектора //〔ном尤i (для генератора) или вектора —/ЛномХ1 (для двигателя), получают вектор ЭДС обмотки статора при нагрузке Е^.
Ряс. 8.21. Векторные диаграммы явнополюсной синхронной машины: а —в режиме ^енератора; 6 — в режиме двигателя
Используя результаты расчета магнитной цепи (см. § 8.6), строим график E^Q — f^k^i ) (рис. 8.22), по которому для ЭДС Е〔н определяем соответствующее значение коэффициента магнитного насыщения 左雜，а затем по рис. 8.20 находим коэффициенты 乂冉 >Cq И k, 。
По результатам расчета магнитной цепи строим график Eio* = f 尸 6zc* (рис. 8.23). Затем определяем МД С статора (якоря) Fa по (8.71) и МДС статора (якоря) по поперечной оси с учетом магнитного насыщения
尸:"cos 屯=%統尸°* (8.85)
и по рис. 8.23 ——соответствующую ей ЭДС в относительных единицах Ea#/cosWi・ Затем вычисляем значение Ea"cos 屮i в абсолютных единицах
七妆/cos 屮1 = (EaqJcos 屮J “ном (8.86)
к суммируем вектор этой ЭДС с вектором падения напряжения в индуктивном сопротивлении //ihom-^i (для генератора) или —//щом-Vi (для двигателя). В результате получаем на векторной диаграмме
точку Q (рис. 8.21). Соединив эту точку с точкой О, получаем прямую QO, образующую с вектором тока Лном угол 屮入
Опустив перпендикуляр из конца вектора //ih0MXi или —〃1ном%1 на линию OQ, находим векторы ЭДС статора： Erd— ЭДС, наведенную результирующим магнитным потоком по продольной оси, и Eaq—ЭДС, наведенную результирующим магнитным потоком по поперечной оси.
Из графика £'io* = f(^бгс* ), отложив на оси ординат значение 七川*, получим на оси абсцисс МДС по продольной оси Fr^.
Рис. 8.23. Характеристики намагничивания синхронной машины:Рис. 8.23. Характеристики намагничивания синхронной машины:м0,81^2м0,81^2%* 0〈尸6力 6"=%* 0〈尸6力 6"=I 丨f Im力40消0I 丨f Im力40消0
Рис. 8.23. Характеристики намагничивания синхронной машины:
Рис. 8.23. Характеристики намагничивания синхронной машины:
м
0,8
1^2
м
0,8
1^2
%* 0〈尸6力 6"=
%* 0〈尸6力 6"=
I 丨f I
m力40消0
I 丨f I
m力40消0
Затем определяем МДС продольной реакции якоря с учетом размагничивающего действия МДС поперечной реакции якоря
(8.87)
или с учетом (8.69), (8.70), (8.75) и (8.76) при неравномерном зазоре '
尸/ =尸а* ( kad 匾 Sin 办 +石十 COS 屮,.(8.88)
Используя результаты расчета магнитной цепи, строим графики ①m*=f(F6zc* ) и Фт*=/(^р*) (рис. 8.23). Отложив на оси абсцисс сумму Frd* + ^ad*, найдем поток Фтн в основании полюса ротора при нагрузке машины. Затем отложив на оси ординат значение магнитного потока ①?пн*, определяем магнитное напряжение в роторе при нагрузке &再*.
Магнитодвижущая сила обмотки возбуждения на пару полюсов при нагрузке машины, А,
尸 = Q +也 + 尸р,н，(8.89)
me尸р,н н 尸р,н* ?воиом・(8.90)
РАСЧЕТ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
Для питания обмотки возбуждения в современных синхронных машинах применяют тиристорные возбудительные устройства. Технические данные некоторых из этих устройств приведены в табл. 8.7. Применение пониженного напряжения для питания об-
Таблица 8.7
Тип устройства
Мощность, кВт
Номинальное напряжение, В
ТВУ-46-320
46
ТВУ-65-320
65
ТВУ-80-320
80
ТВУ-105-320
105
ТВУ-137-320
137
ТВУ-166-320
166
ТЕ8-320/48Т
48
ТЕ8-320/75Т
75
ТЕ8-320/150Т
150
Примечание. Все устройства рассчитаны на номинальный ток 320 А.
мотки возбуждения позволяет повысить ток возбуждения /в и получить небольшое число витков в полюсной катушке при большом сечении проводника. Эта мера способствует лучшему заполнению катушек медью и более эффективному отводу теплоты от них.
守 При расчете обмотки возбуждения можно воспользоваться номинальными значениями напряжения возбудительных устройств 〃в,ном, ；уменьшив их на 2 В (падение напряжения в контакте щеток с кольцами).
Предварительное сечение медной проволоки для катушки возбуждения, мм2,
4 = p% 吟\心"/(， (8.91) где Fb(h = (l,l-r-l,2)FB,H ——расчетное значение МДС обмотки возбуждения, А; р^и — удельное сопротивление меди при рабочей температуре, для обмоток с изоляцией класса нагревостойкости В: многослойной реи =25* 10~9 Ом-м, однослойной рси = 25,6Х XIО"9 Ом・м; /в,ср — средняя длина витка катушки, мм; Ub——напряжение непосредственно на обмотке возбуждения, В:
力=Ub,hom — 2. (8.92)
Многослойные полюсные катушки имеют худшее заполнение медью и худшие условия охлаждения. По этой причине многослойные катушки применяются лишь в машинах мощностью не более 100 кВт. В синхронных машинах мощностью свыше 100 кВт получили применение однослойные катушки из неизолированной медной проволоки прямоугольного сечения более 30 мм2, намотанной на ребро.
В многослойных полюсных катушках сечение проволоки не должно превышать 30—40 мм2. Если сечение меньше 5—6 мм2, то следует задаться более низким напряжением возбуждения, так чтобы получить большую площадь поперечного сечения проводника. Применение для полюсных катушек проводов круглого сечения нежелательно, так как это ухудшает теплоотвод от обмотки возбуждения. Исключение составляют машины мощностью не более 20 кВт, в которых невозможно применение проводов прямоуголь-
Рис. 8.25. К расчету средней длины витка однослойных полюсных катушекРис. 8.25. К расчету средней длины витка однослойных полюсных катушек
Рис. 8.25. К расчету средней длины витка однослойных полюсных катушек
Рис. 8.25. К расчету средней длины витка однослойных полюсных катушек
ного сечения. В однослойных полюсных катушках (машины мощностью более 100 кВт) сечение медной проволоки может составлять от 30 до 300 мм2.
Средняя длина витка полюсной катушки /В)ср зависит от вида катушки.
Для многослойных полюсных катушек (рис. 8.24, а)
Аср = 2(Zm + bm + 46и) + 叫.(8.93)
Для однослойных катушек (рис. 8.24, 6):
с лобовой частью в виде полуокружности с радиусом R (рис. 8.25,а) (применяется при ширине сердечника полюса b^W200 Mм)
\ср = 2 & — 2с) + 8 Sm + 26и + 〃)，(8.94)
где с принимают в зависимости от ширины сердечника полюса:
мм 6061—100101—120121—150151—200
с, мм 1012,5152030
с лобовой частью, выполненной двумя закруглениями радиусом г^Ь' (рис. 8.25, 6) (применяется при &т>200 мм)
厶 ср = 2(1т + Ьт-2г) + л(2г + 26и + 6)(8.95)
В этих выражениях b —предварительное значение ширины проводника катушки: Ь^ (0,054-0,1т); 6И — толщина изоляции между сердечником полюса и катушкой, принимается от 1,5 до 2 мм в зависимости от конструкции изоляции полюсной катушки; &к — толщина катушки обмотки возбуждения, мм.
Ток возбуждения при нагрузке. А»
4,н = ^Д；.(8.96)
где Дв—предварительное значение плотности тока в обмотке возбуждения, принимается в зависимости от вида катушек: при многослойных катушках 3,2—3,8 А/мм2, при однослойных 3,5— 5,3 А/мм2 (меньшие значения А； соответствуют более длинным машинам).
Число витков катушки обмотки возбуждения (на полюс)
=24H.(8.97)
По приложению П.1 для многослойных катушек принимают стандартное сечение провода, ближайшее к ^в, и соответствующие размеры сторон этого провода а и Ь. При многослойных катушках соотношение сторон проволоки должно удовлетворять условию Ь/а = 1,5+2,0. После этого выполняют в масштабе эскиз двух соседних полюсов с катушками (рис. 8.24, а). При этом размеры проводов принимают с учетом толщины изоляции, а толщину изоляционных прокладок лринимают по табл. 8.8. Минимальное расстояние между катушками (размер х на рис. 8.24, 〃) должно быть ge менее 7—10 мм. При несоблюдении этого условия размещение катушек на полюсах затрудняется, а условия их охлаждения становятся ^удовлетворительными.
В случае однослойных катушек сначала определяют меньший размер прямоугольной проволоки, мм,
а=——ба,(8.98)
+ 1
где hm — высота сердечника полюса, мм； 6П ——толщина прокладок на ободе и под полюсным наконечником, мм (табл. 8.9) ； 6а — толщина слоев асбестовой бумаги между двумя соседними витками катушки, мм (табл. 8.9).
Больший размер прямоугольной проволоки (ленты), мм,
Ь = «в/〃.(8.99)
Затем” ио приложению П.1 выбирают стандартную проволоку прямоугольного сечения или ленту. После этого выполняют в масштабе эскиз двух соседних полюсов с катушками (рис. 8.24, 6). Расстояние 尤 должно быть не менее 7 мм.
Наибольшая ширина прямоугольного провода bmaXt при которой 尤=7 мм, равна, мм,
^.О^-^-^^(8.100)
где би — толщина изоляции между сердечником полюса и катушкой, мм.
(8.101)(8.101)Фактическая плотность тока в обмотке возбуждения не должна превышать допустимого значения, А/мм2,
(8.101)
(8.101)
△в = / В,н/,В，
где ,в — поперечное сечение стандартного провода, принятого для полюсной катушки, мм2.
Затем следует рассчитать превышение температуры обмотки возбуждения [2]:
для многослойных катушек, ℃,
Д0ВД0ВI『0,16цз(/1сп — 0,5) (1,6 + MuJ] (8 ]02)I『0,16цз(/1сп — 0,5) (1,6 + MuJ] (8 ]02)(2,8 + »т)%н七 10 76.&(1,6 + m丁)L
Д0В
Д0В
I『0,16цз(/1сп — 0,5) (1,6 + MuJ] (8 ]02)
I『0,16цз(/1сп — 0,5) (1,6 + MuJ] (8 ]02)
T аблица 8.8. Изоляция многослойных полюсных катушек ротора сянхронных. машин мощностью до 100 кВт
а
S
к
競
Класс нагревостойкости В
Классы нагревостойкости F н Н
Материал
Материал
Наименование
о а
Наименование
白1
/
Слтодинитофолий
0,12
16
Стекломикафо- лий (или миканит формовочный)
0,2 (0,5)
8 (3)
2
Бумага телефонная лакированная
0,07
3
Лента стеклянная
0,1
1 встык.
3
Миканит прокладочный
0,5
1
Миканит прокладочный
0,5
1
4
Гетинакс
3-5
1
Стеклотекстолит
3—5
1
5
Бум ага а сбестов а я, дополнительно лакн- рованиая
0,3
1 между витками
Бумага асбестовая, дополнительно лакированная
0,3
1 между- витками
6
Слюдинит гибкий
0,2
1 между слоями
Стекломиканит гибкий
0,22
1 между слоями
7
Бумага конденсаторная
0,03
То же
Стеклянная ткань
0,025
То же
Примечание. Миканиты, стекломнкафолнй и стеклотекстолит должны
быть нзго。
товлены на связующем, соответствующем классу нагревостойкости изоляции обмоткн.
где биз — двусторонняя толщина изоляции провода, мм; псл — число слоев в наиболее широкой части катушки; 〃в ——периметр боковой поверхности катушки, мм (abc на рис. 8.24, о); v2 — окружная скорость ротора, м/с:
02 =党02々/60，103；(8.103)
для однослойных катушек
"竺+可)型.(8.104)
1,6 +/砲
Полученное по (8.103) и (8.105) значение Д0В должно быть меньше допустимого на 10—*15 ℃. Если же это условие не выполняется, то необходимо выполнить пересчет обмотки возбуждения при другом предварительном значении плотности тока Дв, другом напряжении возбуждения Ub или же другом соотношении размеров а и b обмоточного провода.
Затем уточняют высоту полюса, мм,
^ = (« + ба)Кв+1) + бп. •(8.105)
Если полученное значение высоты полюса отличается от предварительно принятого более чем на 5 %, то следует пересчитать магнитное напряжение полюса ротора.
Активное сопротивление обмотки возбуждения при расчетной температуре, Ом,
bГв = реи 2朋к в /в ср • 103®.(8.106)
Позиция «а рисунке
Материал
Число слоев
Общая толщина,
Наименование
Толщина, мм
/
Медь полосовая
2
Бумага асбестовая электроизоляци-
0,2
2
0,4
ониая*
3
Микаиит формовочный (или мика-
0,5 (0,2)
3(8)
1,5 (1,6)
фолий, или стекломикафолий)
4J6
Миканит прокладочный
0,5
1
0,5
Стеклотекстолит
5
1
8
Таблица 8.9. Изоляция полюсных катушек ротора яв- иополюсиых синхронных машин мощностью свыше 100 кВт
* Для класса нагревостойкостн В лакируется глнфталебакелнтовым лаком, F и Н — лаком на кремннйорганнческой основе.
для классов
ПОТЕРИ И КПД
Основные потери в синхронной машине слагаются из электрических потерь в обмотке статора, потерь на возбуждение, основных магнитных потерь и механических потерь.
Электрические потери в обмотке статора, Вт,
Р「Е 匕，一 (8.107)
где г】一активное сопротивление одной фазы обмотки статора, Ом, при расчетной рабочей температуре (5.67).
Потери на возбуждение:
при возбуждении от тиристорного возбудительного устройства, Вт,
.,+ U(8・1。8)
где / — сопротивление обмотки возбуждения при расчетной рабочей температуре, Ом (8,106); AUm — падение напряжения в щеточном контакте: ДС7Щ=2 В;
при возбуждении от генератора постоянного тока (возбудителя), сочлененного с валом синхронной машины, Вт,
Рвр = Р"%，(8.109)
где 小=0,80+0,85 — КПД генератора постоянного тока (возбудителя) .。
Основные магнитные потери в сердечнике статора синхронной машины % рассчитывают по (6.1) —(6.7).
Механические потери, равные сумме потерь на трение в подшипниках, в контактном узле (трение щеток о контактные кольца) и потерь на вентиляцию, Вт,
PMei«3,68p(v2/4O)3/znor(8110)
где /1 ——полная длина сердечника статора, мм; и2 ——окружная скорость ротора (8.103), м/с.
Добавочные потери разделяют на добавочные потери холостого хода и добавочные потери при нагрузке.
Добавочные потери холостого хода обусловлены в основном поверхностными потерями в полюсных наконечниках. Они вызваны изменением магнитной индукции из-за зубчатости внутренней поверхности сердечника статора и определяются выражением, Вт,
Рн =規 pbp 厶(Zi% • 10т)】，5 [&н°м (麻1 - 1)М2 • 10~Л (8.Ш) где В бном— магнитная индукция в зазоре, Тл, соответствующая ЭДС £*10 = t/ном；左口 ——коэффициент, определяемый толщиной листов полюсных наконечников: при толщине 1 мм 々口=4,6; 2 мм 左口 = = 8,6; при массивных полюсных наконечниках 左口=23,3; &р,厶 и 厶 принимаются в миллиметрах.
Добавочные потери при нагрузке РДОб — это потери в обмотке статора от вихревых токов, потери в стали статора и полюсных наконечников ротора от высших гармоник магнитного поля. Доба-
вочные потери при нагрузке в синхронных машинах определяют ориентировочно в процентах полезной мощности для генераторов и подводимой мощности для двигателей. Согласно ГОСТ 183-74 значение этих потерь принимают для машины мощностью до 1000 кВ-А 0,5 %, свыше 1000 кВ-А 0,25——0,4 %..
Суммарные потери в синхронной машине, кВт,
ЕР = (Ai + Рв + Pmi + 几 + Рдоб+Рмех)・ 107.(8.112)
Коэффициент полезного действия синхронного генератора
nr=l-SP/(PB0M + SP),(8.113)
синхронного двигателя
%=1 — EP/Pih°m,(8.П4)
где Ртом — мощность, потребляемая двигателем при номинальной нагрузке.
ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ СИНХРОННЫХ МАШИН
Изменение напряжения синхронного генератора. Если синхронный генератор работал с номинальной нагрузкой и напряжение на его выводах было номинальным, то при отключении нагрузки (厶=0) и сохранении неизменными тока в обмотке возбуждения и частоты вращения напряжение на выводах генератора увеличится до значения С/ю. Это изменение напряжеия генератора при сбросе нагрузки определяется выражением
bА〃°м= -必-联攻 100 %(8.115)
Для явнополюсных синхронных генераторов, работающих с коэффициентом мощности cos 屮1=0,8, ДС/Ном=304-35 %.
Напряжение холостого хода U^=E\q определяют по характеристике холостого хода генератора £ю=/(^во), по значению МДС обмотки возбуждения при номинальной нагрузке F3^.
Отношение короткого замыкания (ОКЗ). Отношение короткого замыкания синхронной машины представляет собой отношение тока возбуждения, соответствующего ее номинальному напряжению при холостом ходе /боном, к току возбуждения при трехфазном коротком замыкании с номинальным током в обмотке статора /в,к,ном：
ОКЗ = /Воном/^В,К,НОМ*(8. 116)
Для определения ОКЗ можно воспользоваться выражением
ОКЗ = EiohomJ 尤 d**(8.117)
где £iohom ——ЭДС генератора, определяемая продолжением прямолинейной части характеристики холостого хода £ю*=/(^во*) при Fbo* = 1 (рис. 8.26).
Чем больше ОКЗ, тем больше предельная нагрузка синхронного генератора. Для явнополюсных синхронных машин ОКЗ = 0,8~ + 1,8. С уменьшенеим ОКЗ возрастают колебания напряжения на 212'
выходе генератора при изменениях нагрузки и снижается устойчивость при параллельной работе синхронных генераторов. Однако получение синхронного генератора с большим ОКЗ требует увеличения воздушного зазора, что существенно удорожает машину.
Статическая перегру^аемость. Статическая перегружаемость (перегрузочная способность) синхронной машины определяется от-
0 у /破0,8 / м倂我m 2马2电h* 5尸0 у /破0,8 / м倂我m 2马2电h* 5尸Рис. 8.26. К определению ЭДС Е；。* и Е ；°*Рис. 8.26. К определению ЭДС Е；。* и Е ；°*Рис. 8.27. Зависимость 左р от еРис. 8.27. Зависимость 左р от е
0 у /破0,8 / м倂我m 2马2电h* 5尸
0 у /破0,8 / м倂我m 2马2电h* 5尸
Рис. 8.26. К определению ЭДС Е；。* и Е ；°*
Рис. 8.26. К определению ЭДС Е；。* и Е ；°*
Рис. 8.27. Зависимость 左р от е
Рис. 8.27. Зависимость 左р от е
ношением максимального электромагнитного момента к номинальному:
Мтах* = М?пал：/Мном・(8,118)
Статическую перегружаемость синхронной явнополюсной машины можно определить по формуле
Мт = 4'о* %/х& COS 6,(8.119)
где fep — коэффициент, учитывающий наличие реактивной составляющей электромагнитного момента, Обусловленной различием индуктивных сопротивлений по продольной х^* и поперечной 无” осям явнополюсной машины.
Коэффициент ftp определяют по рис. 8.27 в зависимости от коэффициента
Электродвижущая сила Е；о* в выражении (8.119) определяется по рис. 8.26 на продолжении прямолинейной части характеристики холостого хода до пересечения с вертикалью, проведенной из точки Fb,h*. Статическая перегружаемость явнополюсных синхронных машин общего назначения должна быть не менее 1,65.
УПРОЩЕННЫЙ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ СИНХРОННЫХ МАШИН
Превышение температуры внутренней поверхности сердечника статора над температурой воздуха внутри машины, ℃,
Д®ПОВ1 =
Р 31 ⑵ i〃cpi) + Рм1 kDlACX工(1 + 0,历2)
(8.120)
где и?——окружная скорость ротора, м/с; oci — коэффициент теплоотдачи с поверхности сердечника статора, принимается в зависимости от отношения 厶/т:
厶儿 22,1—4,0 4,1—5,0
ап Вт/(мм2-℃)・• • •8-Ю-6 6,6-10-6 5,7-10-5
Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора Д0из1 определяют по (6.94).
' Превышение температуры внешней поверхности лобовых частей обмотки статора над температурой воздуха внутри машины, ℃,
Л Л Лрг -106
А@л1 = К/〒[胃7 Е •，(8.121)
13,3 (1 + 0)07。2)Ujii
где Л1—линейная нагрузка, А/м; Ai ——плотность тока в обмотке статора, А/мм2; ПЛ1 ——периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения лобовой части одной катушки обмотки статора (6.100), мм; реи —удельное электрическое сопротивление меди, Ом-м, при расчетной температуре (см. табл. 2.1).
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой охлаждающей среды, ℃,
Д©! = [(А©из1 + А0ПОВ1)厶 + (Д0И31 + А8л1"л J 2//ср1. (8.122)
ПРИМЕР РАСЧЕТА ТРЕХФАЗНОГО СИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
Задание. Рассчитать трехфазный синхронный двигатель на базе серии СДН2. *
Исходные да нные:
номинальная мощность Рном=630 кВт;
частота тока сети 力=50 Гц;
номинальное наприжение сети ,(линейное) (/с = 6000 В;
частота вращения ротора 力=600 об/мин;
коэффициент мощности (опережающий) cos(pi = 0,9;
статнческаи перегружаемость Мmax* >2;
режим работы — продолжительный;
конструкции — с горизонтальным расположением вала, исполнение по способу защиты IP11； на роторе пусковая клетка; способ охлаждения IC01; класс на- гревостойкостн системы изоляции В.
Главные размеры двигателя
По табл. 8.5 выбираем номер габарита— 16, наружный диаметр сердечника статора Рш=Н80 мм (см. табл. 8.1), высота осн вращения /г=630 мм.
Внутренний диаметр сердечника статора (8.1)
А = ZJ左° = 1180/1,32 л; 894 мм;
прн 2P=10 принимаем 左产 1,32.
Расчетная мощность двигателя (8.4)
% = kE ^ном/Лном003 Ф1 = 1,05-630/0,946-0,9 = 777 кВ-А,
т'де ^е—1,05, а предварительное значение КПД прн номинальной нагрузке двигатели принимаем по табл. 8.4 т] ном=^»® %•
Предварительные значении максимальной магнитной индукции в воздушном зазоре В § и лииейиой нагрузки 4； принимаем по рнс. 8.6,6 прн полюсном делении т=冗方【/2р=%894/10=281 мм
Bg — 0,93 Тл; Аг = 460* 102 А/м.
Расчетная длина сердечника статора (4.14)
6,1・1012 р»
厶=—-— —-—=
也占自6 % nid彳线&
6 J 1012.777…
==324 мм,
1,15-0,94-0,66-600.8942-0,93-460-102
где предварительные значения коэффициентов принимаем: а< = 0,66; fe* =1,15 и 瓦 61=0,94.
Коэффициент длины сердечника статора (8.6)
% = /./т== 324/281 = 1,153»
что находится в пределах рекомендуемых значений прн 2р=10.
Фактическая длина сердечника статора (8.7)
к = Zj + 汽к 6ц = 324 + 6・ 10 = 384 мм.
Сердечник и обмотка статора
Номинальный ток статора (8.12)
г.ВюмЮз63(МОЗ
1HoM加工 Ам*мas 屮13-3468-0,95.0,9，，
где фазное напряжение Uihom = Uc//3=6000//3=3468 В (схема соединении обмоткн статора ——звезда). Число параллельных ветвей обмоткн статора принимаем а： = 1.
Число пазов сердечника статора: по рис. 8.11 дли 16-го габарита при т=281 мм определяем минимальное и максимальное значении зубцового делении
^imin = 33 ММ； ^imax ~ 39 ММи соответствующие им максимальное и минимальное числа пазов (8.10)
Zima* = ^D±! ^im；n = 口 ” 894/33 2 85;
^imin = ^D±/^imax = 口 ' 894/39 Л? 72.
Из полученного диапазона чисел пазов требованиям, перечисленным в § 8.3, удовлетворяют значении 72, 75, 81 н 84.
Результаты расчета хорды Нс по (8.9), числа пазов на полюс и фазу 弘, числа эффективных проводников в пазу 〃口 по (8.14), зубцового деления Л н фактического значения линейной нагрузки Л： по (8.15) сведены в табл. 8.10.
Анализ таблицы показывает, что варианты № 1 н 4 дают наименьшие отклонении значений 241H % н обеспечивают наиболее экономичный раскрой листов электротехнической стали шириной 600 мм. Однако вариант № 4 является более целесообразным, так как ему соответствует меньшее число эффективных
Таблица 8.10
№
Число пазов 厶
Число сегментов
Z,
Яс, мм
91
厶
ып
4, 102 А/м
1
72=2・2・2・3・3
6
12
590
2
1
Т
40,0
26
473
2
75=3-5-5
5
15
694
2-
1
2
37,4
24
455
3
81=3・3・3・3
9
9
403
2
7 元
34,6
22
451
4
84 = 2・2・3・7
6
14
590
2-
4 ~5~
33,4
22
467
проводников в пазу (〃口=22), что обеспечивает лучшее заполнение пазов статора медью, поэтому для дальнейшего расчета принимаем вариант № 4 (Z【=84).
Поперечное сеченне эффективного проводника обмоткн статора (8.16)
% зф = 'ihom/% "1 = 7°，8/1 *5,5 = 12,87 мм2,
где предварительное значение плотности тока принимаем Aj=5,5 А/мм2.
Так как (?1эф<18 мм2, то эффективный проводник не разделяем на элементарные, т. е. принимаем gian=gi冲.
По табл. П.1.2 принимаем обмоточный провод прямоугольного сечення 1琼4 мм2 с размерами сторон аХ^=Ь8х7,5 мм.
Учитывав, что проектируемая машина является высоковольтной, принимаем обмоточный провод с эмалево-волокннстой изоляцией марки ПЭТВСД (см. табл.
1,8X7,51,8X7,5мм.мм.
1,8X7,5
1,8X7,5
мм.
мм.
Изоляция паза выполняется в соответствии с табл. 8.6. Прн 11 проводниках в катушке, уложенных по одному по ширине паза, с учетом допуска на укладку толщина изоляции в пазу равна: по ширине Сь=3,6 мм, по высоте С^= =11,2 мм.
Размеры паза в свету:
ширина паза (8.19)
&nj =九аль Ьив + Св + брь = 1*7,98-]- 3,6 -j- 0,05 = 11,6 мм,
где 6рЬ=0,05Пэл&=0>05-1 =0,05 мм; принимаем frni—12 мм;
высота паза (8.20)
hzi = ЛаЛа Виз + еЙ + 6Р也 + 腺=22 .2,42+11,2 + 1,1+4 = 69,6_ мм, где 6р/1=0,05пЭлл=я0,05*22= 1,1 мм; Лк=4 мм; принимаем /zzi=70 мм.
Уточненное значение плотности тока в обмотке статора (8.18)
& = / 1ном/лдл % л ~ 70,8/1*13,14 = 5,38 А/мм2.
Максимальная магнитная нндукция в зубце (8.22) н спннке (8.23) статора*
с耳％0,93-33,4
2 а(友一/1)任1(33,4-12)，0,95
с0,5а； тВ； 0,5.0,66*281.0,93,〜m
Be ==-= 1,24 Тл.
C1 忆砧73-0,95
где 自一высота спннкн статора (8.24):
坛1 = 0,5(1)g—1)1) — &1 = 0,5 (1180 —894) —70,0 = 73 мм.
Полученные значения магнитной нидукцни не превышают допустимых значений (см. § 8.3).
Число последовательно соединенных витков в фазе обмоткн статора (8.25)
4畋=〃口/。工—5*222/1 = 308.
5
Шаг обмоткн статора (8.28)
% = 0Zj72P = 0,83-84/10 а? 7 (нз первого в восьмой паз); относительный шаг (8.29)
В = 2pyi/Z] — 10*7/84 = 0,833.
Обмоточный коэффициент (8.26) ^об1 =坛工局1 = 0,96-0,97 = 0,93,
где Kpi н Kyi определяем по (8.27) н (8.27,а):
pl (М + с) sin [307(&d + с)](2-5 + 4) sin [307(2-5 + 4)]
где 窕=6 + 一厂=2 +, т. е. 6 = 2, d = 5uc = 4;
d 5
局工=sin (p-90°) = sin (0,833-90°) = 0,97.
Воздушный зазор
Относительное значение индуктивного сопротивления обмоткн статора по продольной оси х^*; по рнс. 8.12 прн Мтах*=2 получаем Хл*= 1,5.
32 Минимальное значение воздушного зазора (по оси полюса) (8.30)
467-Ю8 281 с м
6 ^ kx* Ю~в ;= 0,28* 10~б= 2,63 мм;
瓦矶0,931,5
принимаем 6=2,6 мм.
Зазор по краям полюсного наконечника 6mах = 1,56= 1,5*2,6 = 3,9 мм,
Среднее значение зазора (8.31)
&р = 6+"^"(5тах — 5) = 2,6 + -— (3,9 — 2,6) = 3,03 мм.
Полюс ротора (см, р〃с. 8.13)
Высота полюсного наконечника по рнс. 8.14 прн т=281 мм йр=30 мм.
42 Ширина полюсного наконечннка (8.34)
Ьр = ат = 0,7*281 = 197 мм.
Высота сердечника полюса (8.39)
/а 16 + 33,5уГ7= 16 + 33,5 卞而1 = 150 мм.
Длина сердечника полюса Zm н полюсного наконечннка /р
?m == Zp —■厶==384 мм •
Расчетная длина сердечника полюса (8.35)
W = Z^ + Zm = 384 + 16 = 400 мм, где 2щ= 16 мм.
значение)*значение)*Коэффициент рассеяния полюсов ротора (предварительное (8.33)
значение)*
значение)*
项=14-350^о6ср/т2= 1 +350.8,5-3,03/2812= 1,13, где 左 и=8,5 при 力р=30 мм.
Ширина сердечника полюса (8.32)
%В；%(40,66-0,93-281.324-1,13
3Г?；。,95.384="8 мм,
m "cm %
где kcm ——коэффициент заполнения сердечника полюса сталью; В；=1,5 Тл.
Длина обода (8.40)
с/об = 6п + AZ = 384 + 60 = 444 мм,
где 4=60 мм.
Высока обода (8.41)
лоб = %лоб = %=60 мм;=60 мм;%瓦乜》0,66-0,95-281-324
лоб = %
лоб = %
=60 мм;
=60 мм;
=113 2%Z°62・1,2・244
магнитную индукцию в ободе предварительно принимаем ВОб= 1,2 Тл.
Пусковая клетка
Число стержней пусковой клетки на один полюс принимаем ^2=7.
52 Поперечное сеченне одного стержня (8.42)
% = ^п,ктА1/^& = 0,3-10-3.281-467,5-102/7.5,38 = Ю5 мм8, где йп,к=0,3-10-в.
Диаметр стержня (8.43)
d* = 1,13 /% = 1,1з/105= 11,6 мм,принимаем 心=12,0 мм, тогда сеченне стержня пусковой клеткид2 =冗齒4 = л-122/4= 113 мм2.
Длина стержни пусковой клетки (8.45)
/ст = /р + 0,3т = 384 + 0,3*281 = 468 мм.
Зубцовый шаг на полюсном наконечнике ротора (8.46) /а = (% — & — 2е)/(М — 1) = (197 — 12 — 2-10)/(7 — 1) = 27,5 мм.
Проверка условия (8.47)友》0,8九，т. е. 27,5>0,8・33,4=26,7 мм;
(必一1)[1-俏〃i)] = (7-1)" -(27,4/33,4)] = 1,08 > 0,75・
Пазы на роторе ирнннмаем круглыми полузакрытыми, диаметр паза (8.48)
dm = dz + Дпр = 12,0 + 0,2 = 12,2 мм,
ширина шлица Ьт2=4 мм, высота шлица /гШ2=2 мм.
Сеченне короткозамыкающего сегмента (8.49)
9и = 0,57V2g2 = 0,5・7・ 113 = 395,5 мм2,
2
по табл. П.1.3 принимаем медную шину с размерами а="^-&2=8 мм н 6=55 мм»
сеченне шины дк=429,1 мм2.
Расчет магнитной цепи
Полезный магнитный поток (8.50)
Ею3468
4矶 &、%61 = 4 • 1,15 • 50 • 308 • 0,93
где Eio=t/iHOM—3468 В, по рис. 8.16 прн 5та*/6=1,5, а=0,7 н 6/т= 3/281 «0,01 принимаем ^в= 1,15 н *=0,66.
Магнитная индукция в воздушном зазоре (8.51)
В6 = Ф- 10е/(а. %1^ = 0,0526- 10е/(0,66-281 -324) = 0,87 Тл.
Коэффициент воздушного зазора
財=耳1 左62 = 1,25-1,07= 1,34,
где а — коэффициент воздушного зазора статора (8.52):
/1+ 1。5cp33,4+ 10*3,03
б】/]—匕口] + 105cp33,4 — 13 + 10*3,03
也62 — коэффициент воздушного зазора (8.53):
々62 —々62 —%+g= 27,4+10・3,03 = 1 07
々62 —
々62 —
% —瓦112 + 1°5cp27,4 — 4+10*3,03
Магнитное напряжение воздушного зазора (5.152)
尸6 =0,8线 5cp 耳 *103 = 0,8.0,87-3,03-1,34-10^ = 2824 А.
Магнитное напряжение зубцового слоя статора. Для сердечника статора выбрана тонколистовая холоднокатаная электротехническая сталь маркн 2013 толщиной 0,5 мм. Ширина зубца в наиболее узком месте
b^min ^2 胃1 — &ni —： 33,4 — 12 =- 21,4 мм ■
Магнитная индукция в наименьшем сеченин зубца (5.157)
^zimax ~ Вб &/左ci ^zimtn ~ 0,87 • 33,4/0,95 • 21,4= 1,43 Тл •
Так как Вг1тах<1,8 Тл, то расчет магнитного напряжения ведем по магнитной нндукцнн в сеченнн зубца на высоте 1/3 от его наиболее узкого места, где ширина зубца равна (5.159)
%(1/з)=%(1/з)=冗[Dj. + (2/3)力zi]冗[Dj. + (2/3)力zi]ZiZi-瓦ii =-瓦ii =冗[894 + (2/3) 70]冗[894 + (2/3) 70]—12 = 23,2 мм.—12 = 23,2 мм.
%(1/з)=
%(1/з)=
冗[Dj. + (2/3)力zi]
冗[Dj. + (2/3)力zi]
Zi
Zi
-瓦ii =
-瓦ii =
冗[894 + (2/3) 70]
冗[894 + (2/3) 70]
—12 = 23,2 мм.
—12 = 23,2 мм.
Магнитная индукция в сечении зубца 6zi(i/3)(5.158)
41(1/3) = 'б ^i^ci ^zl(l/3) = 0,87 • 33,4/ (0,95 • 23,2) = 1,36 Тл.
Напряженность поля в зубце по табл. П.2.1 при Вг1(1/З)=1,32 Тл Яг1=220 А/м
Магнитное напряжение зубцового слоя (5.156)
Fzi = Hz±ftni'Ю~8 — 280*70* 10~8 = 15 А.
Магнитное напряжение зубцового слоя ротора. Полюсы с полюсными- наконечниками выполнены из конструкционной стали марки СтЗ толщиной 1 мм. Ширина зубца на расстоянии 1/3 от поверхности полюсного наконечника (8.56)-
%2(1/3)=%2(1/3)=А — 26 — (2/3)厄2Di二 26А — 26 — (2/3)厄2Di二 26—0,94d2 =—0,94d2 =
%2(1/3)=
%2(1/3)=
А — 26 — (2/3)厄2
Di二 26
А — 26 — (2/3)厄2
Di二 26
—0,94d2 =
—0,94d2 =
894 —2・2,6<(2/3)・14,2894 — 2.2,6894 —2・2,6<(2/3)・14,2894 — 2.2,627,5 - 0,94 "2,2= 15,827,5 - 0,94 "2,2= 15,8MM,MM,
894 —2・2,6<(2/3)・14,2
894 — 2.2,6
894 —2・2,6<(2/3)・14,2
894 — 2.2,6
27,5 - 0,94 "2,2= 15,8
27,5 - 0,94 "2,2= 15,8
MM,
MM,
где высота зубца ротора (8.54) h谑—d口2 + йщ2 — 12,2 + 2 — 14,2 мм ♦ Магнитная индукция в зубце ротора (8.55)
а% % 40,87・27,5・324
电8.384，0,95
Напряжеииость поля в зубце ротора при магнитной индукции Bni《i/3)= L34 Тл по табл. 口211,凡2=1220 А/м.
Магнитное напряжение зубцового слоя ротора (5.186)
尸z^ =也您色2」0Т= 1220.14,2-10-3= 17 А.
м 6.7. Магнитное напряжение спинки статора.
Магнитная индукция в спинке статора (5.189)
8頂=0,5电 TBfi/fecl hci — 0,5*0,66*281 •0,87/0,95*7 3 = 1,16 Тл •
Напряженность поля в спинке статора при Вс i= 1,16 Тл по табл. П.2.1
ЯС1 = 133 А/м.
Длина средней силовой линии в спинке статора (5.191)
2由=(л/2р) (Dih — Aci)=(冗/10) (1180 — 73) = 347 мм.
Магнитное напряжение спиики статора (8.57)
Fai ^ ^ci^ci- Ю-® = 0,44-133-347-10~3 = 20 А, где Е по рис. 8.18 равен 0,44.
Коэффициент магнитного насыщения (8.59)
左id = %% = 5732/2-2824 = 1,015, 璃е&=2尸о 2尸zi+2尸z2+Ki=2・2824+2・15+2・17 +20=5732 A. 6.8. Магнитное напряжение полюса.
Коэффициент магнитного рассеяния полюсов ротора (8.63)
°т = 0mdi = 1,13-1,015 = 1,15.
Магнитная индукция в основании полюса (8.62) Фа^иОв 0,0525-1,15-Юв
Напряженность поля в полюсе при Вт=1,40Тл по табл. П.2.11 Нт= 1490 А/м.
Магнитное напряжение полюса (8.61)
Fm = Нт (hm + h^-lO-з = 1490-(150 + 30)- Ю-з = 179 А.
Магнитное напряжение обода.
Магнитная индукция в ободе (8.66)
с Фат-1О6 0,0525JJ5-106
Вм == = 1,19 Тл.
06 2Zo6 fto6 kGm 2・444・6Q・0,95
Напряженность поля в ободе при ВОб=1,19 Тл по табл. П.2.11 ЯОб=825 А/м.
Длина средней силовой линии в ободе (8.65)
Lo6 (冗/2p)[D] - 25 — 2 (hm + ар)-乐6]==(л/10) [894 — 2-2,6 — 2 (150 + 30) — 60] = 148 мм.
Магнитное напряжение обода (8.64)
尸。6 =/6及6・10-3= 825・148・10-3=122 А.
Магнитное напряжение стыка между полюсом и ободом (8.67)
尸7nоб — 250Bm — 250* 1,4 = 350 А*
Магнитное напряжение ротора (без зубцового слоя) 尸;=2% + 尸。6 + 2尸m°6 = 2・330 + 124 + 2・365 = 1514 А.
Магнитодвижущая сила обмотки возбуждения на пару полюсов в режиме холостого хода при ЭДС Eio=Uihom=3468 В
%шом = &ZC + 2乙2 + 尸тоб = 6592 + 2・"+ 1514 = 8140 А.
Результаты расчета магнитной цепи синхронного двигателя при относительных значениях ЭДС Eio=O,5; 1,0; 1,1, 1,2; 1,3 приведены в табл. 8.11.
Параметры обмотки статора
Средняя длина витка обмотки статора (5.62)
Imp = 2 (Zi + Zin) + 40 = 2 (384 + 393) + 40 = 1594 мм, '
^1^1^Л1 =^Л1 =，1 — [(^ni + 3,5)〃02，1 — [(^ni + 3,5)〃02+也工+ 50 =+也工+ 50 =где /Л1 — средняя длина лобовой части обмотки статора (5.65):
^1
^1
^Л1 =
^Л1 =
，1 — [(^ni + 3,5)〃02
，1 — [(^ni + 3,5)〃02
+也工+ 50 =
+也工+ 50 =
=—” '-'•-1 + 80,2 + 50 = 393 мм*
pl —[(13 + 3,5)/3?斤
Активное сопротивление одной фазы обмотки статора при расчетной температуре 75° С (5.67)
了1= pCu з]z10p*10-3/^ a*13以=21,3.10-9・308.1594.103/i.i. 13/4 =0,788 оm, где рси=21310-9 Ом-м (см. табл. 2.1).
Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния (571) с учетом рис. 5Л2, в
勺一加片+从+勺1局+ 竺=
68,7 — 2,268,7 — 2,23-133-130,9+ 33，：斗 о,88 +器= 4,15;0,9+ 33，：斗 о,88 +器= 4,15;при 6=0,83 по рис. 5.13 ^^=0,9 и /с^ = 0,88.при 6=0,83 по рис. 5.13 ^^=0,9 и /с^ = 0,88.
68,7 — 2,2
68,7 — 2,2
3-13
3-13
0,9+ 33，：斗 о,88 +器= 4,15;
0,9+ 33，：斗 о,88 +器= 4,15;
при 6=0,83 по рис. 5.13 ^^=0,9 и /с^ = 0,88.
при 6=0,83 по рис. 5.13 ^^=0,9 и /с^ = 0,88.
Таблица 8.11
Параметр
Значения параметров при ЭДС £10*
0,5
1,0
1.1
1.2
1,3
Ею，В
1734
3468
3815
4162
4508
Ф, Вб
0,0262
0,0526
0,0577
0,0630
0,0682
线，Tл
0,435
0,870
0>957
1,040
1,130
尸6, А
1412
2824
3106
3388
3671
尸zi, А
3
15
36
92
228
尸Z2，А
3
17
51
87
168
尸ci, А
5
20
31
62
125
尸6勿=2尸6+2与1+2尸逹十尸,га
2842
5732
6417
7196
8359
/尸尸6*/2尸6
1,006
1,015
1,033
1,062
1,140
a第=外%1
1,136
1,150
1,167
1,210
1,290
Ф^ФСТуп, Вб
0,0297
0,0605
0,0673
0,0763
0,0879
Вщ, Тл
0,70
1,40
1,56
1,76
1,99
尸m, A
41
179
384
1176
2500
尸об, A
51
122
169
336
677
尸m, об, A
175
350
390
440
497
尸;=2 %十尸06+2/^^，A
483
1180
1717
3568
6671
尸^=尸g十%
3325
6912
8134
10 764
16 760
尸B0*=Fво/尸В 0 НОМ
0,48
1,00
1,17
1,55
2,42
F$ZC*=F wJ "в 0 ном
0,41
0,83
0,93
1,04
1,18
p¥ P/ в оиом
0,07
0,17
0,25
0,51
0,96
^7П*~^7п/ФтП НОМ
222
0,49
1,00
1,11
1,26
1,45
Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния (8.77)
та；・u,bb
^Д! = 0,03 —§~矶一=0,03R R = 0,423・
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния лобовых частей обмотки статора (5.77)
(393—0,64-0,83-281) =0,60.(393—0,64-0,83-281) =0,60.ХЛ1 = 0,34 -у^ (/д1 — 0,64Вт) =0,34~^^
(393—0,64-0,83-281) =0,60.
(393—0,64-0,83-281) =0,60.
Коэффициент магнитной проводимости рассеяния обмотки статора (5.78)
入 1 =入 m + 入 д1 + Хд1 = 4,5 + 0,423 + 0,60 + 5,52.
Индуктивное сопротивление рассеяния фазы обмотки статора (5.79)
1,58&%5；1,58・50，384，3082 -…
—入 1 =|-二 丁…5,52= 11,3 оm.
"1，10815・2,8・108
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора в относительных единицах
无:L* = ^1 (Аном/^/щом) = 11,3 (70,8/3468) = 0,23・
Магнитодвижущая сила обмотки статора на пару полюсов при номинальной нагрузке (8.71)
Fohom = 0,9ffij Zihom и>1^об1/р = 0,9• 3• 70,8• 308• 0,93/5 = 10 951 А.
Индуктивное сопротивление взаимной индукции по продольной оси в относительных единицах (8.78)
坛d 尸аном° ,85* 10 951-
%山=$5:25 =1,05.2-2824 =山7；
по рис. 8.19,6 при а=0,7 и 6/т=0,01 получаем 及迎=0,85 и Кад = 0,4.
Коэффициент магнитного насыщения при 尸во=3325 А
^0,5=^в0/[2(^60.5 + ^об0,5)] = 3325/[2 (1412 十 175)] = 1,05.
Индуктивное сопротивление взаимной индукции по поперечной оси в относительных единицах (8.80)
. Мм 1+曲 [0,4・10951]十],34
』5・2尸бн；2 一 ]，05・2・2824 '2
Синхронное индуктивное сопротивление обмотки статора по продольной оси в относительных единицах (8.81)
无d* =无ad* + 无 1* и 1'57 + 0,23 = 1,80 •
Синхронное индуктивное сопротивление обмотки статора по поперечной оси в относительных единицах (8.82)
力q* — *a” + 力i* =。,738 + 0,23 = 0,968.
Магнитодвижущая сила обметки возбуждения при нагрузке
По данным табл. 8.11 строим характеристики намагничивания (см. рис. 8. 23)
4。衆="尸6映)и Фт^^^^
Строим векторную диаграмму тока и ЭДС (см § 8.9) при номинальной нагрузке двигателя (рис. 8.28).
Принимаем масштаб напряжений ти = 25 В/мм, тогда длина вектора напряжения U1=Ui//n=3468/25= 138,7 мм, а вектор падения напряжения в индуктивном сопротивлении
~ /Лном ^/т^ 70,8.11,3/25 = 32 мм.
Что касается вектора падения напряжения в активном сопротивлении, то в принятом масштабе Ши его длина составляет менее 3 мм, а поэтому на векторной диаграмме этот вектор не показан.
Рис. 8.28. Векторная диаграмма синхронного двигателяРис. 8.28. Векторная диаграмма синхронного двигателя%* от k 内%* от k 内
Рис. 8.28. Векторная диаграмма синхронного двигателя
Рис. 8.28. Векторная диаграмма синхронного двигателя
%* от k 内
%* от k 内
Угол cpiHoM—arccos 0,9=26°. После соответствующих построений определяем вектор ЭДС двигателя при нагрузке: EiH= 155*25=3875 В. В относительных единицах эта ЭДС Е；н= 3875/3468= 1,12. Затем по графику E1Q^=f(K^ (рис. 8.29) определяем коэффициент магнитного иасыщеиия КцЬ соответствующий ЭДС Eih=1,12, т.е. $1=1,04. Пользуясь этим значением коэффициента иасыщеиия, по ~~~
рис. 8.20 определяем коэффициентыxj=0,97; 乂夕=0,92 и К=6・10-£
Определяем МДС (8.85)
-厶/с% % =石 kaq Ганом# = 0,92-0,4-1,58 = 0,58,
где 尸аном* = Еаном/尸bqh 10 951/6912= 1,58; Kaq — 0,4 (см. рис. 8.19, 6)・、
Отложив на оси абсцисс графика £"10*=/(^бгс*) (см. рис. 8.23) величину 尸;％/costpi=0,58, определим ^*/cos ifi=0,5 или, переходя к абсолютным единицам измерения, получим £'a^/cosipi = 0,50*3468 = 1734 В. Отложив иа продолжении вектора — /Axi вектор 金aq/cos 中】длиной 1734/25=69 мм, получим на векторной диаграмме точку Q. Проведя прямую OQ, получим угол 屮【= 52°. При этом cosip 1 = 0,616 и sin中「О,788.
Опустив перпендикуляр из конца вектора — "i%】 на линию OQ, определяем векторы ЭДС Erd= 147-25^3675 В и Еад=：42-25=1050 В.
Отложив иа оси ординат графика Eio*=f(尸6zc*)значения = E】・d*= =£'rd/£'ioHOM =3675/3468= 1,06, получим соответствующее зиачеиие МДС, равное Ard = 0,90.
Магнитодвижущая сила продольной реакции якоря с учетом размагничивающего действия МДС реакции якоря по поперечной оси (8.88)
尸/ =尸апом『(％ 邑 sin % +% 彳 cos
/281\
=1,58(0,85-0,92-0,788 + 6-10-4——0,616 ) = 1,03.
По графику ①;„*7(%。(рис. 8.23), отложив на оси абцйсс сумму МДС*
匕加十吃厶пт^+^озп^дз,
найдем значение магнитного потока при нагрузке Фтн#= 1,50, а затем по графику % =解*) определим сумму магнитных напряжений в роторе при нагрузке &,н*= 1,07.
Магнитодвижущая сила обмотки возбуждения при нагрузке двигателя на пару полюсов (8.89) в относительных единицах «
尸方 н* = Gd* + 尸/ +尸D н* 0 1，93 + 1，07 = 3,0
в абсолютных единицах
&,н =尸в,н* 尸в о ном = 3,0*6912 = 20 736 А.
Обмотка возбуждения
Принимаем обмотку возбуждения из однослойных полюсных катушек, лобовые части которых имеют форму полуокружности (см. рис. 8.25,а).
Средняя длина витка катушки (8.94)
/в,ср = 2 «тп ―- 2с) + 冗(方м + 26д + Ьг)=
= 2(384 —2-15)+л (118 + 2-1,5 4-⑷=1233 мм,
где 6И= 1,5 мм; с= 15 мм, в/=0,05 т= 0,05-281^14 мм.
Для питания обмотки возбуждения двигателя принимаем возбудительное устройство типа ТВУ-65-320 (номинальное напряжение 65 В, ток 320 А). Напряжение непосредственно на обмотке возбуждения
几=65 - 2 = 63 В.
Предварительное значение сечеиия медного провода полюсной катушки (8.91)
9； =рси*,н 4e103/4 = 25,6.1戸5.22 809，1233，103/63 = 57 мм2,
не %и=25,6・10-9 Ом-м； ^н = 1,1-20 736=22 809 А.
Ток возбуждения (8.96)
/^н = 9； А； = 5754 = 308 А, где Дв —5,4 А/мм2.
22522513—782
225
225
Число витков в катушке возбуждения (8.97)
®к,в = Fb,J2/b 担=20 736/2*308 = 33.
Меиьший размер прямоугольного провода полюсной катушки (8.98)
— 6ц a = 叫С,В + [— 6ц a = 叫С,В + [150—1433十1150—1433十1— 0,4 = 3,6 мм ■— 0,4 = 3,6 мм ■
— 6ц a = 叫С,В + [
— 6ц a = 叫С,В + [
150—14
33十1
150—14
33十1
— 0,4 = 3,6 мм ■
— 0,4 = 3,6 мм ■
Максимально допустимая ширина провода (8.100)
^х = 0,51 叫二26；2同一2、, 一麻 —2匹 - 7]=L2р 'J
几894 — 2•2,6 - 2•30 - 2， 15010几894 — 2•2,6 - 2•30 - 2， 15010—118 — 2-1,5—7 = 19 мм.—118 — 2-1,5—7 = 19 мм.
几894 — 2•2,6 - 2•30 - 2， 150
10
几894 — 2•2,6 - 2•30 - 2， 150
10
—118 — 2-1,5—7 = 19 мм.
—118 — 2-1,5—7 = 19 мм.
По табл. П.1.2 принимаем провод сечением ^в=63,06 мм2 размерами 0X6=3,53X18 мм.
Фактическая плотность тока в катушке возбуждения (8.101)、
Ав = /в,"% = 308/63,06 = 4,9 А/мм2.
Превышение температуры полюсной катушки (8.104)
0,3(2,8 + &/т)必;_ 0,3(2,8 + 384/281)・18・4,乎 _Q。。广
1,6 +/丁1,6+!/27?9
где v2=nD2ni[6Q' 103=л-888-600/60-103=27,9 м/с.
Уточненное значение высоты полюса (8.105)
hm = (a + 6а) (^к,в + 1) + бп= (3,53 + 0,4) (33 + 1).+ 14 = 147,6 мм;
так как полученное значение йт отличается от ранее принятого (150 мм) лишь о на 1,6 %, то пересчета магнитного напряжения в сердечнике полюса не требуется.
Активное сопротивление обмотки возбуждения при расчетной температуре (75° С) (8.106)
% = Рси2р* /…・1°з/% = 21，3・1°ТЗЗ・1233・1()з/бз，°б = 0，137 Ом.
Потери и КПП, статическая перегружаемость синхронного двигателя 10.1. Электрические потери в обмотке статора (8.107)
"虱=加1 /；G = 3・70,82・0,788 = 11 850 Вт.
Потери иа возбуждение (8.108)
厶=；в,н % + А% /в,н = (30第・0,137 + 2・309) = 13 700 Вт.
Расчетная масса стали зубцового слоя статора (6.4)
Ог1 = 7,8-10-« {л/4(D1H-2hcf -D^] -Snl^j 厶晒=
=7,8•10-6{Л/4[(1180-2•73尸—8942]-840・84}324，0,95 = 341 кг, где площадь паза статора Sni = 6ni/izi= 12-70=840 мм2.
Расчетная масса стали спинки статора (6.3)
Gg = 7,8・ КГ*1 (冗/4)[d；h — (乌 + 2%户]I.啞=
=7,8• 10-6(л/4 [11802 — (894 十 2-70)2] 324-0,95 = 607 кг.
Магнитные потери в зубцах сердечника статора (6.6)
рmе= 1，7P]q/50 或 1Gzi 『1,7.2,5.1,36分.341 =2681 Вt»
iaeP] о/so Для стали марки 2013 при толщине 0,5 мм равно 2,5 Вт/кг.
Магнитные потери в спинке сердечника статора (6.5)
Рмс1= 1,7Р1.0/505^6^= 1,7・2,5」，152・607 = 3405 Вт.
Магнитные потери в сердечнике статора .一
Pmi = PmzI + Рм,ст = 2681 + 3405 = 6086 Вт.
)0.8 Механические потери (8.110)
Рмех Q 3,68р ( 4； ) М厶・ 12 = 3,6 8*5 (^—) М384• 10® = 3912 Вт.
Добавочные поверхностные потери в полюсных наконечниках ротора (S.I11)
рП и &"% 4色电・1。1尸5[晶山(飼一1)"『I。』
=4,6-5-197-384 (84.600*IO-*)1*5 [0,82 (1,34 — 1).33,4р.10-« = 707 Вт.
Добавочные потери при номинальной нагрузке двигателя
Рдоб = 0,005 Р；ноМ 12 = °,005• 666• 103=3330 Вт»
1де предварительное значение подводимой мощности в номинальном режиме Р1ном = ^ном^ном = 630/0,946 = 666 кВт.
Общие потери в номинальном режиме работы двигателя (8.112) £Р = (Psi 十 Рв + Рмт + Рмех + Рц + Рдоб)' ^~3 =
=(II 850+ 13 700 + 6086 + 3912 + 707 十 3330)-Ю-з = 39,6 кВт.
КПД двигателя при номинальной нагрузке (8.114) П = 1- 2Р/Р1Ном = 1 一 39,6/669,6 = 0,94,
□е Ртом = Рном + 2P = 630 十 39,6 = 669,6 кВт.
Статическая перегружаемость двигателя (8.119)
Л4耳о* %2,9-1,02
^тах == ~[ р с с~ = 2,175,
Xd* cos ф£ 1,51-0,9
lue £]讲=2,9 по рнс. 8.26 при Гв н»=2,55;
В =(七* - %)/% 耳о* = 3 51 —0,934)/(0,934 2 9) = 0,212;
по рис. 8,27 при @ = 0,212 Кр = 1,02.
". Теплоеой расчет
Превышение температуры поверхности сердечника статора и ад температурой охлаждающего воздуха (8.120)
g _ Рв，(2厶〃cm) + Pmi пов1 —一冗氏厶网(1 + 0：1%)g _ Рв，(2厶〃cm) + Pmi пов1 —一冗氏厶网(1 + 0：1%)11 850(2-384/1594)4-6086冗•894，384・8，10-八1+0,1，27,9)11 850(2-384/1594)4-6086冗•894，384・8，10-八1+0,1，27,9)=38 ℃;=38 ℃;
g _ Рв，(2厶〃cm) + Pmi пов1 —一冗氏厶网(1 + 0：1%)
g _ Рв，(2厶〃cm) + Pmi пов1 —一冗氏厶网(1 + 0：1%)
11 850(2-384/1594)4-6086
冗•894，384・8，10-八1+0,1，27,9)
11 850(2-384/1594)4-6086
冗•894，384・8，10-八1+0,1，27,9)
=38 ℃;
=38 ℃;
「ри Zi/t=384/282=1,37 aTJOf
Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора (6.94) ш _论8Pk(24"cp1)Cni 1,15-11 850d384/1594)3,6* "
IIW 一Zm山觴кв =84-^38416,5-10-5 =，
15*227
где Hi = 2(/izi + 6ni) =2(70十12) = 164 мм; Cni ——односторонняя толщина изоля- ции в пазу статора (см. табл. 8.6): Cni=3,6 мм； для изоляции класса нагрево' СТОЙКОСТИ В %эив = 16'10-5 Вт/(мм*0 С); к в =1,15.
Превышение температуры внешней поверхности лобовых частей обмотки статора над температурой воздуха внутри двигателя (8.121)
&a1 fiPcu。13 467・102・5,38♦33,4•21,3・10-9・106
A8nd = “—— •— = 28 C,
Л1 13,3(1 4-0,07^) плI. 13,3(1 十 0,07•27,9)"64
где ПЛ1=П1= 164 мм.
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой охлаждающей среды (8.122)
А& = [(Двиз1 + ДвПОв1) /1 + (А8цз1 + Д®л1) А] 2//ср1 =
2
=1(28 + 38,0)*384 + (28 十 28)・393] -^- = 59,3 ℃,
что не превышает допустимое превышение температуры обмотки статора пр^ классе нагревостойкости изоляции В (80° С) по ГОСТ 183-74.
Глава девятая
КОНСТРУИРОВАНИЕ СИНХРОННЫХ
ЯВНОПОЛЮСНЫХ МАШИН
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
旷 Принципы конструирования электрических машин, изложенные в гл. 7 применительно к асинхронным двигателям, следует использовать и'пр и конструировании синхронных машин. Основное конструктивное отличие синхронных машин от асинхронных обусловлено разным устройством их роторов. Что же касается статоров, то они не отличаются друг от друга, поэтому при конструировании синхронных машин до 15-го габарита включительно можно воспользоваться рекомендациями по конструированию статоров подшипниковых щитов асинхронных двигателей защищенного исполнения (см. § 7.2, 7.3, 7.6). При расчете вала и выборе подшипников качения следует также руководствоваться рекомендациями § 7.5 и 7.7.
В настоящей главе рассмотрены вопросы конструирования синхронных машин 16-го и более габаритов (Z^m^l 180 мм). При конструировании трехфазных синхронных машин общего назначения в качестве базовой модели следует принять соответствующую машину новой серии, например серий СГ2, СД2, СДН2, СДН32. Устройство и технические данные некоторых типоразмеров машин этих серий рассмотрены в § 8.1.
СТАНИНА, СТАТОР И ЩИТЫ
Станины явнополюсных синхронных машин 16-го и более габаритов сваривают из листовой стали (рис. 9.1). Такая станина со-
стоит из стоек, соединенных между собой ребрами жесткости, опорно лап и наружной обшивки. Стойки и наружная обшивка обра- зуют кольцевой короб П-образного сечения. При большой длине станины в дополнение к боковым стойкам применяют^ промежуточные, количество которых должно быть тАкнм, чтобы расстояние между двумя соседними стойками было не более 450—500 мм.
В лапах станины предусмотрены отверстия для крепления ее к фундаменту, а также резьбовые отверстия для отжимных болтов.
567
\//
Рнс. 9.1. Сварная станина Рис. 9.2. Крепление сердечника статора в сварной синхронной машиныстанине
У машин закрытого исполнения с замкнутым циклом вентиляции в нижней части станины предусмотрены отверстия для ввода и вывода охлаждающего воздуха. В машинах защищенного исполнения вентиляционные отверстия делают в обшивке.
Станина снабжается болтами для присоединения заземляющих шин. Для удобства транспортирования машины больших габаритов имеют разъемные станины. Это усложняет конструкцию, так как необходимо делать разъемным и сердечник статора с обмоткой. Поэтому вопрос о разъемной конструкции статора определяется исключительно требованиями к габаритам машины со стороны транспортных средств, предполагаемых для доставки машины на место ее установки. Центровка сегментов и сердечника статора 1 в це- лом ведется на ребрах 6 (рис. 9.2). После сборки и опрессовки сердечник статора закрепляется путей затяжки гаек на стяжных шпильках 3. Затем гайки приваривают с одной стороны к глухой стойке 7 станины, а с другой—к нажимному кольцу 4, которое приваривают прерывистым швом к стойке 5.
Для предотвращения распушейия зубцов в пакетах статора применяют нажимные пальцы 2 — стальные пластины прямоугольного или двутаврового профиля. В некоторых конструкциях не、
сколько нажимных пальцев / приваривают к общей пластине 2, при этом образуются нажимные гребенки (рис. 9.3).
Радиальные вентиляционные каналы между пакетами сердечника статора шириной 10 мм создают установкой распорок (ветрениц), которые приваривают к крайним листам пакетов (рис. 9.4, а) . Обычно эти распорки имеют двутавровое сечение (рис. 9.4, б). Крайние листы сердечника статора штампуют из более толстых
Рис. 9.3. Нажимная гребенка Рис. 9.4. Вентиляционные распоркиРис. 9.3. Нажимная гребенка Рис. 9.4. Вентиляционные распорки
Рис. 9.3. Нажимная гребенка Рис. 9.4. Вентиляционные распорки
Рис. 9.3. Нажимная гребенка Рис. 9.4. Вентиляционные распорки
стальных листов или две пластины толщиной по 0,5 мм сваривают вместе точечной сваркой.
При конструировании статора необходимо определить размеры 金 количество стяжных шпилек пш,с из расчета полного усилия запрессовки сердечника статора, Н,
г Qc = % • 10-6 {(叫[1 — (* )2] % — S£},(9.1)
где Sn — площадь сечения паза статора, мм2.
Давление в запрессованном сердечнике не должно превышать ^с=0,74-7,0 МПа. При чрезмерно большом давлении возрастают магнитные потери в сердечнике.
Требуемое число стяжных шпилек
%,c = Qc・106/<bSo,皿(9.2)
где и — допустимое напряженке: для стали марки СтЗ б=160МПа, а для стали марки Ст5 6=216 МПа; S0,m — площадь сечения шпильки.в основании резьбы, мм2:
S°,m =咻 ш/4;(9.3)
〃,ш — диаметр шпильки в основании резьбы, мм.
Полученное по (9.2) число округляют до ближайшего большего числа, кратного числу сегментов.
Пример. Для синхронного двигателя, расчет которого приведен в § 8,14 (■О1н= 1180 мм, D【= 894 мм; Z【= 84; Sn= 12・70 = 840 мм2； число сегментов 6), определить число и размеры стяжных шпилек.
Решение. Принимаем давление запрессовки 必=1 МПа. Полное усилие запрессовки (9.1)
Qc= М06-10-6Qc= М06-10-61 —(落「У] • П802 —240 .84 j = 4,0-106 Н.
Qc= М06-10-6
Qc= М06-10-6
Выбираем шпильку М20 из стали СтЗ: d0,m= 16,7 мм,
Sc in =冗原 g/4 = л* 16,72/4 = 219 мм2.
Число стяжных шпилек (9.2)
пш(с - Qc'106/oSOtm = 4,0-10ь.106/160.106.219 =11,68.
Принимаем число стяжных шпилек /гт,с=12, при этом каждый пакет сегментов закрепляется двумя шпильками.
Для крепления лобовых частей обмотки статора применяют бандажные кольца (рис. 9.5). Необходимость такого крепления обусловлена возможностью возникновения при внезапных коротких замыканиях машины значительных электродинамических сил, действующих На лобовые части обмотки статора. Эти силы отжимают
Рис. 9.5. Крепление лобовой статора к бандажным кольцамРис. 9.5. Крепление лобовой статора к бандажным кольцамчасти обмотки Рис. 9.6. К определению числачасти обмотки Рис. 9.6. К определению числабандажных колецбандажных колец
Рис. 9.5. Крепление лобовой статора к бандажным кольцам
Рис. 9.5. Крепление лобовой статора к бандажным кольцам
части обмотки Рис. 9.6. К определению числа
части обмотки Рис. 9.6. К определению числа
бандажных колец
бандажных колец
лобовые части обмотки к торцевой плоскости сердечника статора. При этом бандажные кольца испытывают растягивающие усилия. Бандажные кольца изготавливают из стальных прутков круглого или прямоугольного сечения. В машинах с внутренним диаметром сердечника статора более 1000 мм бандажные кольца 2 закрепляют на шпильках 1 посредством приваренных к бандажным кольцам петель 3.
Количество шпилек сШ1б, устанавливаемых по периметру бандажного кольца, принимают в зависимости от наружного диаметра сердечника статора Dm：
Dm, ммДо20002000—2600 Свыше 2600
Сш,б •468
Необходимое число бандажных колец определяют по рис. 96 где /bi — длина вылета лобовой части обметай статора, a hz\ — высота паза сердечника статора. Если точка с координатами /В1 и hz[ лежит выше кривой, то установка бандажных колец необходима.
Число бандажных колец сб}К определяется из расчета одно бандажное кольцо на каждые 100 мм вылета лобовой части сверх значения, ограниченного кривой рис. 9.6, при заданном значении высоты паза 自. ■
Диаметр прутка для бандажного кольца, мм,
备,к = 60^/0,25/7 /5^ (9.4)
Для изготовления бандажных колец применяют стальные прутки диаметрами 10, 12, 16, 20 и 24 мм, или же прутки квадратного сечения 22x22 или 32x32 мм2.
Пример. Для синхронного двигателя с 2P =12; 5 = 1660 мм; ^zi=90 мм; /в1=270 мм определить требуемое число бандажных колец н нх сечение.
Решение. На рис. 9.6 точка с координатами ZBi = 270 мм и /г^ = 90мм расположена выше кривой иа 38 мм, поэтому для крепления лобовых частей требуется по одному бандажному кольцу с каждой стороны статора (Сб,к=1)・ Диаметр прутка нз стали марки СтЗ для изготовления бандажного кольца (9.4)
4^禹=60-1660/0,25-6X1.160-IO» = 5,18 мм.
Принимаем ^б>к=Юмм. Так как 1000vDihV2000 мм, то для крепления каждого бандажного кольца применяем четыре шпильки (сш,б=4)・
Щиты в синхронных явнополюсных машинах со стояковыми подшипниками плоские, сварные из листовой стали (см. рис. 8.4). Если станина машины разъемная, то и щиты имеют разъем по линии разъема станины.
В машинах 17-го и более габаритов для придания щитам жесткости к их внешней поверхности приваривают уголки, выполняю” «да функцию ребер жесткости.
В замсимости от степени защиты в щитах либо делают окна, прикрытые жалюзи, либо снабжают щиты патрубками для ввода в машину охлаждающего воздуха, либо делают их глухими. В машинах закрытого исполнения места прилегания щитов к станине, пат- руб ков к щитам, а также места разъема уплотняют.
ПОДШИПНИКИ СКОЛЬЖЕНИЯ
В синхронных явнополюсных машинах средней и большой мощности с горизонтальным расположением вала, например машинах на базе серий СДН2, СДН32 и др., применяются подшипники скольжения. При этом подшипниковые узлы выполняются стояковыми, т. е. вынесенными из щитов и установленными на фундаментной плите вместе со статором машины. В целях устранения подшипниковых токов, разрушающих подшипники, один из подшипников (обычно со стороны, противоположной - приводу) электрически изолируют от станины. Для подшнипников скольжения применяют кольцевую смазку (ПК) или комбинированную смазку (КПК)： кольцевую и принудительную.
На рис. 9.7 показано устройство стоякового подшипника с кольцевой смазкой (ПК). Литой чугунный корпус состоит из стояка / и крышки 2. Вкладыш 3 подшипника разъемный, а его внутренняя
поверхность залита антифрикционным сплавом — баббитом 10. Верхняя часть вкладыша имеет две радиальные прорези, так что два смазочных латунных кольца 4, имеющих диаметр, мм,
% =1,6 %+10(9.5)
и ширину, мм,
Чк = 1.б/40.6)
через эти прорези свободно лежат на шейке вала диаметров d^
665-55-5n 1—n 1—114114Рис. 9.7. Стояковый подшипник с кольцевой смазкойРис. 9.7. Стояковый подшипник с кольцевой смазкой7人7人
6
6
5-5
5-5
n 1—
n 1—
11
4
11
4
Рис. 9.7. Стояковый подшипник с кольцевой смазкой
Рис. 9.7. Стояковый подшипник с кольцевой смазкой
7人
7人
Смазка подшипника происходит следующим образом: масло, находящееся в нижней полости корпуса подшипника, при вращении шейки вала увлекается смазочными кольцами в верхнюю часть подшипника и через радиальные прорези в верхней половине вкла・ дита попадает на шейку вала, а затем по продольным канавкам 8 растекается по всей длине подшипникахпопад^г под шейку вала в нижнюю часть вкладыша.—
Для предотвращения вытекания масла из подшипника разъем вкладыша сделан несколько выше разъема корпуса подшипника.
В верхней части подшипника имеется стопорный винт 7, удерживающий вкладыш от проворачивания при вращении вала машины.
По способу установки вкладыша в корпусе подшипники скольжения разделяются на подшипники с жесткой посадкой вкладыша и подшипники с самоустанавливающимся вкладышем на сферической опоре. Подшипники с жесткой посадкой вкладыша применяют лишь в машинах с коротким валом и небольшой частотой вращения. Более широкое применение получили подшипники с само- устанавливающимся вкладышем, так как они исключают возникновение перекоса вала в машине. Происходит это вследствие того, что поверхность 11 прилегания вкладыша к стояку имеет шаровую форму с центром по оси шейки вала и при возникновении перекоса вкладыш перемещается на шаровой опоре и занимает положение строго по оси вала.
Для контроля за уровнем масла в корпусе подшипника имеется штуцер 6 со стеклянной трубкой. Старое масло удаляется из подшипника через сливную пробку 5. Для предотвращения растекания масла вдоль вала за пределы подшипника на концах вкладыша сделаны маслоулавливающие кольцевые канавки 9 с отверстиями в нижней части. Масло растекаясь вдоль вкладыша, собирается в этих канавках и стекает в нижнюю часть корпуса подшипника. Предотвращению растекания масла из подшипника также служат лабиринтные уплотнения в местах выхода вала из подшипника. В подшипниках с кольцевой смазкой обычно применяют турбинное масло марки 30. &
疗 Подшипники с комбинированной смазкой (КПК) отличаются от подшипников с кольцевой смазкой (КП) наличием трубопровода для принудительной подачи смазки под давлением. Такие подшипники обычно применяют в быстроходных машинах при значительных нагрузках на подшипник. Для смазки подшипников типа КПК применяют турбинное масло марок 22 или 30.
Для контроля температуры вкладышей в подшипниках применены термосигнализаторы или термометры сопротивления.
Требуемые размеры подшипников скольжения (внутренний диа- метрХдлина) определяют по радиальной нагрузке на подшипник и частоте вращения, пользуясь табл. 9.1..Следует иметь в виду, что подшипники с размерами, расположенными выше утолщенной линии, могут иметь только кольцевую смазку, а подшипники с размерами, расположенными ниже утолщенной линии, — комбинированную «мазку.
Радиальные нагрузки на подшипники 4 и В (см. рис. 7.10) определяют по формулам (7.36) и (7.24), а силу тяжести (вес) ротора, Н, — по формуле '
尸2 = 9,8К?2， (9.7)
(9.8)(9.8)где G2 — масса ротора, кг:
(9.8)
(9.8)
62 = 6. + G06 + GMm + Gm,ст + °м,к + G；
Р азмеры, мм
Допустимые радиальные нагрузки на подшипники, кН. при частоте вращеннк, об/мин
125
150
300
375
500
600
750
1000
1500
100X130
—
10,0
11,0
12,0
14,0
16,0
110X130
—
—
10,0
12,0
13,0
14,0
16,0
19,0
120X140
—
—
12,5
14,5
15,5
17,0
20,0
24,0
130X140
一
12,0
14,0
16,0
17,5
19,0
22,5
26,0
140X150
—
14,5
16,5
18,5
20,5
22,5
26,0
30,0
150Х150
—
16,0
18,0
20,5
22,5
24,0
28,0
32,5
160X160
—
—
18,5
20,5
23,5
25,5
28,0
32,0
180X180
24,5
27,0
31,0
33,5
37,0
42,0
200X200
一
31,5
34,5
39,0
42,0
47,0
53,0
220x 220
—
—
39,5
43,0
48,5
54,0
59,0
66,0
250X250
一
53,5
58,0
66,0
72,0
79,0
—
280 X 280
53,5
71,5
77,5
87,5
94,0
104
300/300
63,0
84,5
91,0
103
Ш
122,5
—
330X350
85,0
91,0
122
134
150
160
—
—
—
400X400
115
125
166
182
208
224
450X450
155
165
220
241
256
273
500X500
200
205
290
320
340
—
здесь Gm — масса стали полюсов ротора, кг:
% = 7,8 • 10-61т 2限m (% bm + 0,8/ip M；(9.9)
G06 — масса обода, кг:
G。6 = 7,8/0-б(n/4)续［(A_26— 2%_2噺一喈］;(9.10) GMm — масса обмотки возбуждения, кг:
GMm = 8,9-10-«. l,05<7BZBCp.2p^B；(9.11)
Gm,ст ——масса меди стержней пусковой клетки, кг:
Gm,ct = 8,9・lLqz・2pN%;(9.12)
Gm,к — масса меди короткозамыкающих сегментов, кг:
Gm,к = 8,9・ 10-% 冗(А — 26 — 2% — &);(9.13)
Gb — масса вала на участке посадки ротора, кг:
6-8.10-6(叫叫。6.(9.14)
РОТОР/
Наиболее важным при конструирований-йвнополюсного ротора является выбор способа и расчет крепления полюсов на ободе. Ес-
ли обод цельный (в виде стальной втулки) либо сварной из листовой стали СтЗ, то крепление полюсов ротора к ободу осуществляется болтами (винтами). В машинах небольшой мощности болты (винты) пропускают через отверстие в полюсе со стороны полюсного наконечника и вворачивают в резьбовое отверстие в ободе (рис. 9.8, а) . В машинах средней и большой мощности болты, крепящие полюс, вставляются с внутренней стороны обода и ввора-
Рис. 9.8. Способы крепления полюсов ротора:
а н 6 — болтами; в — посредством ласточкина хвоста； / — обод; 2 — сердечник полюса; 3 — стержень; 4 — нажимная щека; 5 — шпилька
Рис. 9.9. Обод ротора тихоходной синхронной машиныРис. 9.9. Обод ротора тихоходной синхронной машинычиваются в резьбовое отверстие в стержне, вставленном в осевое отверстие в полюсе, (рис. 9.8, 6). В этом случае обод ротора выполняют сварным из толстых стальных листов. Такая конструкция обода называется магнитным колесом и состоит из собственно обода /, диска 2 и ступицы 5 (рис. 9.9). Чтобы исключить возможное удлинение крепежных болтов под действием центробежных сил, возникающих при вращении ротора, болты устанавливают с предварительным натягом.
Рис. 9.9. Обод ротора тихоходной синхронной машины
Рис. 9.9. Обод ротора тихоходной синхронной машины
Если обод ротора шихтованный, то крепление полюса в машинах небольшой мощности выполняется посредством ласточкина хвоста (рис. 9.8,6). Иногда для расклинивания ласточкина хвоста в последнем делают отверстие, в которое вставляют шпильку 5 с небольшой конусностью. .Более технологично крепление полюсов ротора к шихтованному ободу посредством Т-образных хвостов (см. рис. 8.13), заклиниваемых двумя ларами стальных шпонок (клиньев) прямоугольного сечения. Такое крепление полюсов обычно применяют при 2 р=6+12.
Для предотвращения распушения шихтованных сердечников полюсов их стягивают шпильками. В некоторых конструкциях синхронных машин каждый полюс с обоих торцов имеет нажимные щеки из кованой стали или стального литья с отверстиями для стяжных шпилек (см. рис. 9.8,6).
Расчет крепления полюса к ободу ведут по центробежной силе, действующей на полюс, Н,
尸口 = 11Gli R巩 т(%/000)2, (9.15) где Gn ——масса одного полюса с катушкой и пусковой обмоткой, кг:
Gn = (Gm + бмт + Gm,ct + %.к)/2〃； (9.16)
(9.17)(9.17)&ц,т ——средний радиус центра тяжести полюса, мм: &т =。，5 [Dt— (26ср + hm + /ip)];
(9.17)
(9.17)
nmax — максимальная частота вращения ротора (об/мин), для синхронных машин общего назначения принимают Птах — 1,2 мь
Расчет крепления полюса болтами (винтами). Количество крепящих болтов должно быть не менее двух. Площадь сечения болта в основании резьбы, мм2,
S° = 1,25Fц* Юв/иб па, (9.18)
где 〃6,口——количество болтов на один ——допускаемое напряжение при растяжении болта, Па: для стали марки СтЗ а= = 160 МПа, а для стали марки Ст5 о=200 МПа.
Диаметр крепящего болта в основании резьбы, мм,
d0= 2]/S0/n; = 1,3 • 10,尸口/旬110r.(9.19)
Окончательно принимают ближайшее большее стандартное значение d0. Диаметр болта не должен превышать 50 мм.
Пример. Для синхронного двигателя, расчет которого приведен в § 8.12 определить диаметр крепящих полюсы болтов при частоте вращения
«max" 1,2*600 = 720 об/мин.，
Решение. Масса стали полюсов ротора (9.9)
Gni=7,8・10-6・384・10・0,95(150・118 + 0,8・3(M97) =622 кг.
Масса обомотки возбуждения (9.11)
Омт = 8.9.10-6-1,05-63,06-1233-10-33 = 239 кг.
Масса меди стержней пусковой обмотки (9.12)
Gm,ct = 8,9・10-6・113」0・7・468 = 33 кг.
Масса меди короткозамыкающих сегментов (9.13)
6Mtit = 8,9・10-б・429,Е(894 — 2・3 — 2・2 — 12) = 10,5 кг.
Масса одного полюса (9.16)
Gn = (622+ 239+ 33+ 10,5)/10 = 90,5 кг.
Средний радиус центра тяжести (9.17).
^дд = 0,5 [894-(2-3,3+ 150 + 30)] = 353,7 мм.
Центробежная сила (9.15)
к尸口 = 11.90,5-353,7 (720.10-3)2 = 182-103 Н.
Прини&аем два болта из стали Ст5 на один полюс.
Диаметр одного болта в основании резьбы (9.19)
do = 1,3・ 103/182・ 103/2.200・ 106 =27,5 мм.
ПазПазПринимаем болты М36 (do=3L67 мм).
Паз
Паз
Рис. 9.10. Размеры Т-образного хвостовика и паза
(9.20)(9.20)Расчет крепления полюсов Т-образными хвостовиками. Определяют удельную центробежную силу, действующую на 1 мм длины полюса, Н/мм,
(9.20)
(9.20)
fn — &〃m・
Затем по табл. 9.2 выбирают номер габарита Т-образного хвостовика. В табл. 9.2 также указаны размеры Т-образного выступа на полюсе и соответствующего ему паза на ободе по рис. 9.10,
Таблица 9.2
Размеры выступа» мм (рис. 9.10, а)
Размеры паза, мм (рис. 9.10, 6)
g i
Допустимая нагрузка, Н/вш
а
ь
с
е
г
g
m
Л
п
Хвостовик
не проварен
проварен
12
24
24
12
1
14
26
25
12
—
0,5 1
440
590
590
980
2 .
20
40
38
20
1,5
22
42
40
20
—
1
1,5
790
1470
1080
1960
3
26
52
50
25
1,5
29
55
52
25
80
I
1,5
690
2060
1080
2750
4
32
65
58
32
1,5
35
69
60
32
98
I
1,5
610
2160
1280
2850
5
38
70
58
32
1,5
42
74
60
32
ПО
I
1,5
520
2450
1170
3340
Для увеличения механической прочности шихтованного хвостовика его нижнюю грань иногда проваривают непрерывным швом ео специальным лункам. При значительной центробежной силе воз-
Рис. 9.11. Крепление межполюсного соединения катушек возбужденияРис. 9.11. Крепление межполюсного соединения катушек возбуждения
Рис. 9.11. Крепление межполюсного соединения катушек возбуждения
Рис. 9.11. Крепление межполюсного соединения катушек возбуждения
можно применение на одном полюсе двух Т-образных хвостовиков. В этом случае удельная нагрузка на каждый хвостовик принимается вдвое меньшей, а расстояние между осями хвостовиков принимают равным k (табл. 9.2). Закрепление Т-образных выступов в пазах остова выполняется посредством четырех клиньев (по два с каждой стороны), изготовленных из шпоночной 尹алм, с уклоном 】：100 (см. рис. 8.13). /
Полюсные катушки синхронных машин-^лектрически соединяет между собой гибкими проводниками. В машинах средней и большой мощности для этой цели используют пакеты листовой
бронзы, припаянные к крайним виткам катушек. Площадь контактной поверхности соединения должна быть не меньше 10-кратной площади поперечного сечения обмоточного провода полюсной катушки.
В быстроходных машинах межполюсные соединения для компенсации центробежных сил удерживаются специальными креплениями (рис. 9.11), состоящими из шпильки J, изоляционной трубки и двух гетинаксовых шайб 2, служащих для электрической изоля
ции соединения от шпильки. В тихоходных машинах крепления межполюсных соединений обычно не применяют.
При вращении ротора каждый виток полюсной катушки испытывает действие центробежной силы 尸口,в (рис. 9.12). Направление этой силы определяется радиусом, проведенным из центра вращения ротора через центр тяжести витка катушки. Разложим силу Гц,в на две составляющие — радиальную 尸五,направленную по оси полюса, и-нормальную Fn, направленную перпендикулярно оси полюса.
Составляющая FR воспринимается полюсным наконечником и передается на элементы крепления полюса к ободу, а нормальная составляющая Fn стремится отогнуть виток катушки в межполюсное пространство. При этом в меди витка возникают механические напряжения, которые возрастают с увеличением длины машины и частоты вращения ротора. Для компенсации действия нормальных сил Fn на роторе устанавливают межполюсные распорки.
Существует несколько конструкций межполюсных распорок. Наибольшее распространение получили два вида распорок: распорка, укрепляемая винтами к ободу (рис. 9.13,а), и распорка с расклинивающими шпильками 1 (рис. 9.13,6). Последний вид распорок применяют при небольшом межполюсном расстоянии, при этом распорки устанавливают таким образом, чтобы их стенки упирались в выступы полюсных наконечников. Необходимо иметь в виду, что применение распорок, прикрывающих часть поверхности полюсных катушек, ухудшает охлаждение машины, особенно обмотки возбуждения.
КОНТАКТНЫЕ КОЛЬЦА
Для токоподвода к вращающейся обмотке ротора в синхронных машинах применяют два контактных кольца. Различают две кон
структивные формы узла контактных колец: контактные кольца на втулке и контактные кольца консольного типа.
Узел контактных колец на втулке (рис. 9.14) состоит из чугунной втулки 7, покрытой в несколько слоев формовочным миканитом 2. На втулку в горячем состоянии (300—400 ℃) насаживают два контактных кольца 3.
Рис. 9.14. Узел контактных колец на втулкеРис. 9.14. Узел контактных колец на втулкеВ зависимости от условий работы машины контактные кольца
Рис. 9.14. Узел контактных колец на втулке
Рис. 9.14. Узел контактных колец на втулке
Рис. 9.15. Узел контактных колец на втулке с фланцем 16—782
гсёь OJOHqlfQJHCH ^s§^ XHHIHelHCH sm> ・9"6 ・JHdгсёь OJOHqlfQJHCH ^s§^ XHHIHelHCH sm> ・9"6 ・JHd]б*]б*
гсёь OJOHqlfQJHCH ^s§^ XHHIHelHCH sm> ・9"6 ・JHd
гсёь OJOHqlfQJHCH ^s§^ XHHIHelHCH sm> ・9"6 ・JHd
]б*
]б*
изготавливают из стали, чугуна, латуни или меди. В ответственных случаях слой миканита перед посадкой колец армируется листовой сталью 4. Из каждого кольца в сторону сердечника ротора выводят по одной или две медные шпильки 5. Шпильки, проходящие сквозь одно из колец, изолируются от него втулкой из микафолия.
На рис. 9.15 показано устройство узла контакных колец на чугунной втулке с фланцем. Такая конструкция узла является более надежной, так как исключает возможность осевого смещения колец. -
При небольшом диаметре контактных колец (до 100 мм) целесообразно кольца и выводные пластины запрессовывать в пластмассовую втулку. Узел контактных колец на втулке устанавливают на вал машины между сердечником ротора и подшипником. Для предотвращения проворачивания втулки на валу применяют посадку втулки на шпонку.
Узел контактных колец консольного типа применяют в большинстве современных серий синхронных явнополюсных машин. Узел прикрепляют к торцу вала / машины (рис. 9.16). Для закрепления контактных колец 4 используются фланец 2 и четыре шпильки 3. Для электрической изоляции колец друг от друга и от вала на шпильки надевают трубки из изоляционного материала. Токоподвод от контактных колец к обмотке возбуждения 5 выполняют изолированным проводом через полую часть вала 1. Снаружи узел контактных колец прикрыт кожухом 6 из тонколистовой стали. Такая конструкция узла является облегченной и обеспечивает хорошее охлаждение колец. Однако по своей прочности, а следовательно, и надежности, она уступает конструкции на втулке.
Для осуществления скользящего контакта с кольцами в синхронных явнополюсных машинах средней и большой мощности обычно применяют либо графитные щетки марки Г-3, либо элект- рографитированные щетки марки ЭГ-4. Щетки вставлены в щеткодержатели 7, конструкция которых позволяет регулировать давление щеток и обеспечивает надежное прилегание их к поверхности контактных колец.
Щеткодержатели крепятся на траверсе & состоящей из двух стальных шин, прикрепленных изолированными шпильками 9 к приливам корпуса подшипника.
Часть четвертая
ПРОЕКТИРОВАНИЕ МАШИН
ПОСТОЯННОГО ТОКА
Глава десятая
ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЙ РАСЧЕТ МАШИН
ПОСТОЯННОГО ТОКА
ЮЛ. УСТРОЙСТВО МАШИН постоянного ТОКА
Проектирование машин постоянного тока общего назначения мощностью до 200 кВт ведут на базе серии 2П, а мощностью более 200 кВт — на базе серйи П.
В основу серии 2П положено разделение электрических машин по высотам оси вращения (аналогично серии 4А). Серия 2П имеет 11 высот оси вращения: 90, 100, 112* 132, 160, 180, 200, 225, 250, 280 и 315 мм. Диапазон частот вращения — от 750 до 4000 об/мин. Диапазон мощностей для двигателей ——от 0,17 до 200 кВт, для генераторов—от 0,37 до 180 кВт.
На каждой высоте оси вращения предусмотрены машины двух длин станины (М и L) с унифицированными размерами листов якоря. Кроме того, в серии 2П приняты четыре исполнения по степени защиты и способам охлаждения машин:
защищенное исполнение IP22 с самовентиляцией IC01 ——обозначается 2ПН;
защищенное исполнение IP22 с независимой вентиляцией IC05— обозначается 2ПФ;
закрытое исполнение IР44 с естественны м охл аждением IC0041 —обозначается 2ПБ;
закрытое исполнение IP44 с обдувом от постороннего вентилятора IC0541 — обозначается 2ПО.
Двигатели серии 2П выполняются с независимым возбуждением при напряжении возбуждения 110 или 220 В независимо от напряжения в цепи якоря (ПО, 220, 340 или 440 В).
Генераторы серии 2П изготавливаются только в защищенном исполнении IP22 с самовентиляцией IC01. Возбуждение генераторов смешанное, параллельное или независимое. При независимом возбуждении напряжение на обмотке возбуждения НО или 220 В независимо от напряжения в цепи якоря (115, 230 или 460 В). Генераторы обеспечивают регулирование напряжения от номинального до нуля при независимом возбуждении, до 0,5 Uhom — при параллельном возбуждении, до 0,8 UHqM — при смешанном возбуждении.
Машины серии 2П защищенного исполнения 2ПН при высоте оси вращения 九=90+200 мм изготавливаются с системой изоляции класса нагревостойкости В, а двигатели защищенного исполнения 244
32B±4
Z 3斗5
6 纟加 〃 ％仃 ％ 15 /6 f718l9,Z0
表
\/Z1*2
□口口口口
〃g±z
Z5#1,Z
_J*L2
Рис. 10.1. Двигатель постоянного тока типа 2RH160M исполнения IP22 (7,5 кВт; 220 В; 1500 об/мин):
? — крышка подшипника наружная; 2 ——щит подшипниковый; ^^траверса; 4 — лента защитная; 5 — балансировочное кольцо; 6 ——коллектор; 7 — вводное устройство; 8 — станина; J *— болт крепления полюса; 10 — шайба; // — сердечник якоря; 12 — обмотка якоря; /3 — диффузор; 14 — защитная леита; 15 — вентилятор； 16 — крышка подшипника внутренняя; /7 — шарикоподшипник; 18 — подшнпииковый щит; 19 — болт крепления подшипникового щита; 20 — шайба; 21 — болт крепления крышек подшипника; 22 —шайба; 23 — крышка подшипника наружная; 2彳——вал; 25 — главный полюс; 26 — добавочный полюс; 27 — щетки
к
Вид л
力Z"
?N夕土夕
Высота осн вращения Л, мы
Номинальные значения мощностн, кВт. н КПД, %, при условной длине станины
ЛНОМ' "/зн
М
「ном
%ом
^ном
%0М
90
0»17
48,5
0,20
54,0
750
90
0»25
56,0
0,34
60,0
1000
90
0»37
64,5
0,55
67,5
1500
90
0,71
70,0
0,90
73,0
2360
90
1,0
72,0
1,3
78,0
3000
100
0,37
59,5
0,42
60,0
750
100
0,50
66,0
0,63
67,0
1000
100
0,75
71,5
1」
74,0
1500
100
1,2
76,5
1,7
78,0
2200
100
2,0
79,5
2,2
81,0
3000
112
0,6
59,5
0,8
750
112
0,85
64,5
1,25
1000
112
1,5
71,5
2,2
1500
112
2,5
76,5
3,4
2200
112
3,6
79,0
5,3
3000 •
132
1,6
68,5
1,9
71,0
750
132
2,5
73,0
3,0
75,5
1000
132
4»0
79,0
5,5
80,5
1500
132
7,0
83,0
8,5
84,0
2240
132
10,5
84,5
14,0
86,0
3000
160
3,0
76,0
4,0
750
с 160
4,5
79,5
6,3
1000
N 160
7,5
83,5
11,0
1500
160 V
13,0
86,5
16,0
2200
160
18,0
87,5
24,0
3150
180
5,6
79,0
7,1
750
180
8,0
82,5
10,0
1000
180
15,0
86,0
18,5
1500
180
26,0
88,5
30,0
2240
180
37,0
89,0
42,0
3000
200
8,5
81,5
11,0
800
200
13,0
84,5
16,0
1120
200
22,0
87,5
зо,о-
1500
200
36,0
89,5
-53,0
2200
200
60,0
90,0
75,0
3150
225
7,5
77,0
500
225
11,5
79,5
15,0
79,0
600
225
15,0
80,5
18,5
83,0
750
225
22,0
82,0
26,5
84,5
1000
225
37,0
86,5
45,0
87,5
1500
250
18,5
80,5
22,0
82,0
630
250
22,0
81,0
30,0
84,0
750
250
37,0
85,0
45,0
85,5
1060
250
55,0
87,0
75,0
89,0
1500
280
30,0
84,5
37,0
86,0
600
280
45,0
86,5
55,0
87,5
750
280
75,0
88,5
90,0
88,6
1180
280
ПО
89,5
132
90,0
1000
Продолжение табл. ЮЛ
Высота оси вращения А, мм
Номинальные значения мощности, кВт, и КПД, % при условной длине станины
вном- °6/m™
М
Рцом
Пном
*ном
%ом
315
45,0
85,5
55,0
88,0
600
315
55,0
87,0
75,0
88,0
750
315
НО
89,0
132
90,0
1000
315
160
90,0
200
91,0
1500
2ПН с 九=225+315 мм и закрытого исполнения 2ПБ и 2ПО ——класса нагревостойкости F.
Пример условного обозначения двигателя серии . 2П: 2ПН112МГУ4 ——двигатель защищенного исполнения с самовенти- ляцией, высота оси вращения 112 мм, первой длины станины, укомплектован тахогенератором, климатическое исполнение У4 по ГОСТ 15150-69.
В серии машин постоянного тока 2П принята увязка высот оси вращения с номинальными мощностями и частотами вращения (табл. 10.1), которой следует руководствоваться при расчете машин постоянного тока общего назначения мощностью до 200 кВт.
На рис. 10.1 показано устройство двигателя постоянного тока типа 2ПН160МУ4, являющегося типичным для серии 2П.
Двигатель имеет защищенное исполнение IP22, способ охлаждения IC01, класс нагревостойкости изоляции В. Станина стальная (сталь марки СтЗ), сердечники главных полюсов штампуют из листов холоднокатаной электротехнической стали марок 3411 или 3413 толщиной 1 мм (в некоторых типоразмерах машин толщиной 0,5 мм). Листы штампуют заодно с полюсными наконечниками. Полюсные катушки главных полюсов многослойные из провода круглого сечения марки ПЭТВ. >
Сердечник добавочных полюсов на^рают из листов холоднокатаной стали толщиной 1 мм. В машинЬс-с^ы^отой оси вращения до 132 мм включительно сердечники добавочных полюсов делают из полосовой стали марки СтЗ. Полюсные катушки добавочных полюсов выполняют проводом прямоугольного сечения марки ПСД, за исключением машин малой мощности, в которых для этой цели применяют провод круглого сечения марки ПЭТВ.
Сердечник якоря набирают из листов холоднокатаной электротехнической стали марок 2013, 2211, 2312. или 2411 толщиной 0,5 мм. Листы сердечника якоря собирают на валу, спрессовывают и сжимают двумя шайбами, одна из которых упирается в уступ вала, а другая насажена на вал по горячей посадке. Указанные шайбы выполняют также .функции обмоткодержателей для лобовых частей обмотки якоря.
Вал двигателя изготовлен из стали марки 45. Помимо сердечни-
ка якоря и обмоткодержателей на валу расположены коллектор, вентилятор, балансировочное кольцо и подшипники.
В двигателе применена аксиальная система вентиляции: воздух поступает в двигатель через окно в подшипниковом щите со стороны коллектора, проходит через внутреннюю полость машины и выбрасывается наружу через окно в подшипниковом щите со стороны привода. Для обеспечения требуемой степени защиты двигателя вентиляционные окна прикрыты стальными защитными лентами, которые в нижней части имеют отверстия, а в боковых частях——жалюзи. Внутри двигателя имеется щиток (диффузор), направляющий поток воздуха непосредственно на лопатки вентилятора.
К подшипниковому щиту со стороны коллектора прикреплена траверса со щеткодержателями, в которые вставлены щетки. Концы обмоток якоря, возбуждения и добавочных полюсов выведены на панель вводного устройства. В машинах с высотой оси вращения /10200 мм вводное устройство расположено сбоку или сверху станины, а с Л=225-^315 мм — на торце щита со стороны коллектора. Лапы для крепления машины в месте ее установки приварены к нижней части станины, а проушины для транспортировки машины приварены к верхней части станины.
В настоящей главе рассматриваются вопросы расчета машин постоянного тока защищенного исполнения (IP22) при способе охлаждения IC01, получившие наибольшее применение..
ГЛАВНЫЕ РАЗМЕРЫ МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА
z Главными размерами машины постоянного тока являются наружный диаметр якоря D2 и расчетная длина сердечника якоря 厶. Предварительное значение наружного диаметра якоря D2 принимают по табл. 10.2 в зависимости от высоты оси вращения h.
Далее по (4.14) определяют расчетную длину сердечника якоря /；. При этом коэффициент формы поля kB и обмоточный коэффициент 瓦6 принимают равными 1, а расчетную мощность, кВт, определяют по формулам:
для генераторов
= kpP ном;(Ю.1)
для двигателей
Pt в 坛尸НОМ・(10.2)
Таблица 10.2
〃，мм
2P
[£>2，мм
h, мм
2P
£>2, мм
й, мм
2P
£>2，мм
80
73
160
160
315
330
90
82
180
181
355
398
100
93
200
202
400
457
112
105
225
230
450
522
112
109
250
258
500
592
132
130
280
290
Значения коэффициентов 力「и 力口 принимают в зависимости от номинальной мощности машины:
Рном, кВт ..Кг -» .. .КдРном, кВт ..Кг -» .. .КдДо 11,4-1,20,65—0,82До 11,4-1,20,65—0,821—101,2—1,10 0,82—0,851—101,2—1,10 0,82—0,8510—1001,10—1,060,85—0,9310—1001,10—1,060,85—0,93100—1000 1,06—1,0^ 0,93—0,9&100—1000 1,06—1,0^ 0,93—0,9&
Рном, кВт ..
Кг -» .. .
Кд
Рном, кВт ..
Кг -» .. .
Кд
До 11,4-1,20,65—0,82
До 11,4-1,20,65—0,82
1—10
1,2—1,10 0,82—0,85
1—10
1,2—1,10 0,82—0,85
10—100
1,10—1,06
0,85—0,93
10—100
1,10—1,06
0,85—0,93
100—1000 1,06—1,0^ 0,93—0,9&
100—1000 1,06—1,0^ 0,93—0,9&
Предварительное значение КПД для машин общего назначения мощностью до 200 кВт можно принять по табл. 10.1, а для машин большей мощности ——по рис. 10.2.
Рис. 10.2. Рекомендуемые значения КПД машин постоянного токаРис. 10.2. Рекомендуемые значения КПД машин постоянного тока
Рис. 10.2. Рекомендуемые значения КПД машин постоянного тока
Рис. 10.2. Рекомендуемые значения КПД машин постоянного тока
Рис. 10.3. Рекомендуемые значения-Рис. 10.3. Рекомендуемые значения-
Рис. 10.3. Рекомендуемые значения-
Рис. 10.3. Рекомендуемые значения-
Предварительное значение коэффициента полюсного перекрытия а： принимают по рис. 10.3. Важным моментом при проектировании машины постоянного тока является выбор числа главных полюсов 2 р. С увеличением 2 р уменьшается поперечное сечение станины (ярма), сокращаются длина коллектора и вылет лобовых частей обмотки якоря. Все это способствует получению «короткой» машины. Но одновременно с этим возрастает трудоемкость изготовления машины, увеличивается напряжение между со* седними коллекторными -пластинами, уменьшается расстояние между
сердечниками главных и добавочных полюсов, что способствует росту магнитного потока рассеяния. Практикой проектирования электрических машин постоянного тока выработаны рекомендации при выборе числа главных полюсов 2р: в машинах с высотой оси вращения /г=80+100 мм принимают 2р=2, а в машинах с Л = 112-? —500 мм принимают 2P=4.
Предварительное значение максимальной магнитной индукции в воздушном зазоре 8； для машин защищенного исполнения (1Р22) со способом охлаждения IC01 выбирают по рис. 10.4.
Предварительное значение линейной нагрузки /； для машин защищенного исполнения (IP22) со способом охлаждения IC01 принимают по рис. 10.5 в зависимости от наружного диаметра якоря £>2- Значения 8； и Л*, принятые по рис. 10.4 и 10.5, следует привести в соответствие с заданным классом нагревостойкости изоля-
口ии, умножив их на поправочные коэффициенты, приведенные в табл. 10.3.
Необходимо иметь в виду, что повышенные значения электромагнитных нагрузок Вб и Л2 способствуют лучшему использованию объема якоря (Л^/：), но при этом чрезмерное увеличение Л2 ведет к росту электрических потерь и превышения температуры обмотки -якоря, а увеличение В^ вызывает возрастание МДС обмотки возбуждения, что в конечном итоге ведет к росту габаритов машины
儿мм
Рекомендуемый класс нагрено* стойкости изо* ляции
Параметр
Поправочные коэффициенты при классе наг ревостоикости изолнцин
В
F
н
80—200
в
В；
1,0
1,03
1,06
225—500
F
0,97
1,0
1,03
80—200
в
1,0
1,1
1,2
225—500
F
0,9
1,0
1」
Таблица 103
；Рнс. 10.4. Рекомендуемые значения магнитной индукции В^ для машин постоянного тока исполнения по степени защиты IP22:
«а — при 2P=2; б и в — при 2P=4
Полученное по (4.14) значение расчетной длины сердечника якоря li округляют до целого чис.м^ а^атем определяют коэффициент длины 入
入=%/02，(10.3》
значения которого должны укладываться в диапазон допустимых 入 для машин общего назначения (рис. 10.6).
При наружном диаметре якоря D2&500 мм сердечник якоря насаживают непосредственно на вал. В этом случае внутренний
вследствие увеличения объема полюсных катушек главных полюсов. Кроме того, повышенные значения В^ и Л2 ухудшают коммутацию машины.
При расчете двигателей постоянного тока, предназначенных для работы от тиристорных преобразователей с коэффициентом пульсации напряжения более 1,1, значение В；, принятое по рис. 10.4, следует уменьшить на 10 %, а значение 厶;,принятое по рис. 40.5, уменьшить на 5 %.
5 ОС
X冷泣А/m
Рис. 10.5. Рекомендуемые значения линейной нагрузки Л 2 для машин постоянного тока исполнения по степени защиты IP22: а — при 2Pq2; 6, 6 — 2P=»4
/„450500550 % мм
6丿
25L
диаметр сердечника якоря D^ предварительно можно принять равным, мм,
%Н = (0,30+ 0,36) %%Н = (0,30+ 0,36) %(Ю.4)(Ю.4)
%Н = (0,30+ 0,36) %
%Н = (0,30+ 0,36) %
(Ю.4)
(Ю.4)
Уточненное значение 02вн определяют при расчете -сткость (см. § 7.5). Размеры активной части машины т'ока показаны на рис. 10.7.Уточненное значение 02вн определяют при расчете -сткость (см. § 7.5). Размеры активной части машины т'ока показаны на рис. 10.7.вала на не-постоянноговала на не-постоянного
Уточненное значение 02вн определяют при расчете -сткость (см. § 7.5). Размеры активной части машины т'ока показаны на рис. 10.7.
Уточненное значение 02вн определяют при расчете -сткость (см. § 7.5). Размеры активной части машины т'ока показаны на рис. 10.7.
вала на не-постоянного
вала на не-постоянного
Рис. 10.6. Рекомендуемые значения коэффициента длины для машин постоянного тока:Рис. 10.6. Рекомендуемые значения коэффициента длины для машин постоянного тока:〃26Х〃26ХРис. 10,7. Активная часть машины постоянного гокаРис. 10,7. Активная часть машины постоянного гока
Рис. 10.6. Рекомендуемые значения коэффициента длины для машин постоянного тока:
Рис. 10.6. Рекомендуемые значения коэффициента длины для машин постоянного тока:
〃26Х
〃26Х
Рис. 10,7. Активная часть машины постоянного гока
Рис. 10,7. Активная часть машины постоянного гока
2Z2Z
2Z
2Z
/ — максимальные значения;
-2 — минимальные значения
ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ РАЗМЕРЫ
Сердечник якоря шихтуют из отштампованных листов тонколистовой электротехнической холодокатаной стали. Пазы на якоре делают овальными полузакрытыми с параллельными стенками зубцов при всыпной обмотке якоря или прямоугольными открытыми с параллельными стенками пазов (рис. 10.8) при обмотке якоря из жестких секций: а
В табл. 10.4 приведены рекомендации по применению различных марок холоднокатаной электротехнической стали, формы пазов и типов обмоток якоря в машинах постоянного тока общего гназначения.
Таблица 10.4
Л, мм
Напряжение в цепи якоря, В
Марка стали
Форма пазов
Тип обмотки якоря
80—200
<600
2013
Полузакрытые
Всыпная
овальные
225Т15
<600
2312
Прямоугольные
Из жестких ка-
открытые
тушек
355—500
' 1000
2411
То же
То же
При высоте оси вращения 方》225 мм в сердечнике якоря для улучшения охлаждения и уменьшения массы предусматривают аксиальные вентиляционные каналы в один или два ряда. Рекомендуемые размеры аксиальных вентиляционных каналов: пк,а — число каналов, <2юа ——их диаметр, мм,——приведены в табл. 10.5. При двух рядах каналы располагают в шахматном порядке.
Рис, 10.8, Форма пазов якоря:
а ——полузакрытый; б — открытый прямоугольный при креплении обмотки якоря бандажом; е — то же, ио прн креплении обмотки якоря клиньями
В машинах с высотой оси вращения 九》355 мм для лучшего охлаждения при длине сердечника якоря более 350 мм предусматривают радиальные вентиляционные каналы шириной &к=10 мм, разделяющие сердечник якоря на пакеты длиной по 55—75 мм. При этом конструктивная длина якоря, мм,
/2 = 4 + 九К2 Ьк2， (Ю.5)
где 几к — число радиальных вентиляционных каналов.
При отсутствии радиальных вентиляционных каналов конст、 руктивная длина якоря равна расчетной длине (/2=Zz). Для снИ' жения магнитного шума и повышения устойчивости работы двига- телей при низких частотах вращения пазы якорей двигателей с высотой оси вращения 九《100 мм при 2P=2 скашивают на V2 зубцового деления, а у двигателей с 2P=4 всех высот оси вращения скос пазов делают на целое зубцовое деление.
Воздушный зазор 6 в значительной степени влияет на свойства машин постоянного тока. С (увеличением зазора 6 ослабляется размагничивающее действие реакции якоря, улучшается коммутация, уменьшается нагрузка на вал и подшипники, но при этом увеличи-
Таблица 10.5
Л. мм
Число рядов
"к,а X %а，мм
Л, мм
Число рядов
«к,а X %а，мм
225
12X18
355
2
30X24
250
18X18
400
2
30X27
280
21X22
450
2
30X30
315
25X22
500
2
30X34
вается МДС обмотки возбуждения, что ведет к увеличению габаритов машины и снижению ее КПД. Рекомендуемые значения воздушного зазора для машин постоянного тока приведены на рис. 10.9. В целях снижения размагничивающего действия реакции якоря и улучшения коммутации зазор под главными полюсами в некоторых конструкциях машин постоянного тока делают эксцентричным (рис. 10.10): по оси полюса 6：min= 0,666, а по краям по-
Рис. 10.9. Рекомендуемые значения воздушного зазора для машин постоянного токаРис. 10.9. Рекомендуемые значения воздушного зазора для машин постоянного токаРис. 10.10. Сердечник главного полюсаРис. 10.10. Сердечник главного полюса
Рис. 10.9. Рекомендуемые значения воздушного зазора для машин постоянного тока
Рис. 10.9. Рекомендуемые значения воздушного зазора для машин постоянного тока
Рис. 10.10. Сердечник главного полюса
Рис. 10.10. Сердечник главного полюса
люсного наконечника бтах=2б, где б — среднее значение зазора, принятого по рис. 10.9.
° Длина сердечника главного полюса 1т обычно равна конструктивной да^ине якоря, т. е. Im=l2. Что же касается высоты главного полюса hmr то она должна быть достаточной для размещения на сердечнике полюсной катушки возбуждения. Поэтому предварительное значение hm определяют по рис. 10.11, а после расчета обмотки возбуждения размер hm уточняют.
Ширину главного полюса Ьт, мм, определяют, исходя из допустимого Означения магнитной индукции в сердечнике полюса Вт:
bLB^TWJBg(Ю.6>
где 左ст ——коэффициент заполнения сердечника полюса сталью (瓦т=0,98); т—полюсное деление, мм:
т = &DJ2p；(10.7>
о' — предварительное значение коэффициента магнитного рассеяния главных полюсов машины: для машин с 2 р=2 принимают (/=1,15, а для машин с 2р=4『=1,2.
Для машин постоянного тока защищенного исполнения (IP22) и способом охлаждения ICO1 принимают Вт—1,6-^ IJ Тл.
Сердечники главных полюсов собирают из отштампованных листов холоднокатаной анизотропной стали марки 3411 толщиной 1 мм. Листы не изолируют. При штамповке листов из анизотропной холоднокатаной стали необходимо учитывать обязательное 254
совпадение направления проката с направлением магнитного потока в полюсе, т. е. с направлением оси полюса.
На полюсных наконед^йках главных полюсов имеются выступы (см. рис. 10.10), предназначенные для крепления полюсной катушки. Ширину этого выступа принимают равной &тн=0Д04- + 0,14) %. Высота полюсного иакоиечиика в основании выступа /г7nH должна быть такой, \чтобы магнитная индукция Втн в этом сечении не превышала 0,85 Вт. Предварительно высоту Лтн определяют по формуле, мм,
%н = у^(% — %)，(Ю.8)
где Ьр — расчетная длина дуги полюсного наконечника:
% = а；Т・(10.9)
Сердечники добавочных полюсов машин с 九«132 мм выполняют из полосовой стали марки СтЗ. В машинах с h^ 160 мм сердеч-
Рис. 10.11. Рекомендуемые значения высоты главного полюсаРис. 10.11. Рекомендуемые значения высоты главного полюсаРис. 10.12. Форма листов добавочного полюсаРис. 10.12. Форма листов добавочного полюса
Рис. 10.11. Рекомендуемые значения высоты главного полюса
Рис. 10.11. Рекомендуемые значения высоты главного полюса
Рис. 10.12. Форма листов добавочного полюса
Рис. 10.12. Форма листов добавочного полюса
ники добавочных полюсов шихтуют из листов холоднокатаной анизотропной стали марки 3411 толщиной 1 мм. При этом форма листов имеет небольшое расширение на стороне, обращенной к якорю (рис. 10.12, а). В машинах с 九=355+500 мм листы добавочных полюсов имеют Т-образную форму с расширением на стороне, обращенной к станине (рис. 10.12, б), что позволяет снизить магнитную индукцию в зоне наибольшего магнитного насыщения полюса.
Длину наконечника сердечника добавочного полюса /д в машинах с 九《132 мм, у которых добавочные полюсы выполнены из полосовой стали, принимают равной конструктивной длине сердечника якоря. 'При этом длину сердечника этого полюса делают короче полюсного наконечника на 5——8 мм с каждой стороны. Образующиеся в этом случае по длине полюса уступы служат для крепления полюсной катушки. В машинах с Л^160 мм длину сердечника добавочного полюса принимают равной конструктивной длине сердечника якоря, т. е. 1^=1^
Предварительное значение ширины сердечника добавочного полюса Ьд принимают по рис. 10.13, а значение воздушного зазора между наконечником добавочного полюса и якорем 6Д — по рис. 10.14. В сердечниках Т-образной формы (см. рис. 10.12, 6) обычно принимают &д= (1,6 +2,2) 6д.
В машинах с 2P = 2 рекомендуется применение одного добавочного полюса, а в четырехполюсных —— полное число добавочных полюсов (2рд=4).
Рис. 10.13. Рекомендуемые значения ширины сердечника добавочного полюса:Рис. 10.13. Рекомендуемые значения ширины сердечника добавочного полюса:Рис. 10.14. воздушного полюсомРис. 10.14. воздушного полюсомРекомендуемые значения зазора под добавочнымРекомендуемые значения зазора под добавочным
Рис. 10.13. Рекомендуемые значения ширины сердечника добавочного полюса:
Рис. 10.13. Рекомендуемые значения ширины сердечника добавочного полюса:
Рис. 10.14. воздушного полюсом
Рис. 10.14. воздушного полюсом
Рекомендуемые значения зазора под добавочным
Рекомендуемые значения зазора под добавочным
；—при 五《100 мм, 2р=2; 2 — при Л=132*т- 《+315 мм, 2р=4; 3 -— при ft=355-г500 мм, 2р = 4
Высота спинки станины 九&, мм, определяется допустимым зна- чением^агнитной индукции в станине 月ci = 1,2+ 1,3 Тл:
% =统a"0'〃2纥/"(Ю.Ю)
Длина станины /ci должна быть такой, чтобы закрыть лобовые части главных полюсов. Ориентировочно можно принять
厶1^ %+ 財*(10.10a)
где ki — коэффициент, равный 0,5 при 2P=2 и 0,65 при 2P = 4.
Внутренний диаметр станины, мм,
= 4 + 26mH + 2%+ 25.(10.11)
ЗдесЬ 26 учитывает наличие стальных прокладок между главным полюсом и станиной, предназначенных для регулировки воздушного зазора 6制打.
Наружный диаметр станины, мм,
Dm = Dibh + 2%.(10.1 la)
Наружный диаметр станины должен быть меньше двойного значения высоты оси вращения на 5—12 мм.
256
ЮЛ. ОБМОТКА ЯКОРЯ~
В машинах постоянного тока обычно применяют обмотки якоря следующих типов: петлевые (простые и сложные), простую волновую и комбинированную. Каждая из обмоток якоря характер и-, зуется следующими параметрами： числом параллельных ветвей 2a2； первым уь вторым у2 и результирующим у частичными шагами обмотки и шагом по коллектору ^к.
Любой тип обмотки якоря должен удовлетворять условиям симметрии： Z2/^2 — целое число; К/а2 — целое число; 2р/а — целое число; K/Z2 — целое число, где Z2 — число пазов якоря; а?— число лар параллельных ветвей обмотки якоря; К ——число коллекторных пластин.
Применение того или иного типа обмотки якоря диктуется тех- • нико-экономическими требованиями к электрической машине. Выбранный тип обмотки должен обеспечить получение в машине требуемой ЭДС при токе в параллельной ветви, не превышающем допустимого значения. При этом следует стремиться к минимальному числу уравнительных соединений и минимальному числу параллельных ветвей. Последнее вызвано тем, что число проводников в обмотке якоря пропорционально числу параллельных ветвей и если на каждый паз якоря приходится большое число проводников, то объем изоляции в пазу увеличивается. В итоге площадь паза будет использована неудовлетворительно, так как значительная часть ее будет занята изоляцией.
Для выполнения обмотки якоря определяют шаг обмотки по реальным пазам
Ух = %/a口，(10.12)
где 〃ц — число пазовых сторон в одном слое паза:
ип = 23/Z2.(10.13)
В этих выражениях у【——первый шаг обмотки по якорю:
力= (ZJ2p)干 £；(10.14)
Z?——число элементарных пазов обмотки якоря, определяется числом пар пазовых сторон секций обмотки, равным числу коллекторных пластин (Z》=K)； е — правильная дробь, которую следует вычесть из первого слагаемого выражения (10.14) или же прибавить к нему, чтобы yi стало целым числом.
Шаг обмотки по коллектору для простой волновой обмотки
% = (К 干 1)/р.(Ю.14а)
Если 〃ц ——целое число, то обмотка якоря является равносекционной, т. е. все секции (катушки) этой обмотки имеют одинаковую ширину (рис. 10.15, а). Если же yjun ——дробное число, то обмотку якоря выполняют ступенчатой, с секциями (катушками) разной ширины. При этом если несколько секций такой обмотки одними пазовыми сторонами лежат в одном реальном пазу, то другие пазовые стороны этих секций лежат в разных пазах (рис. 10.15, 6).
Ступенчатые обмотки в изготовлении сложнее равносекционных,| но они обеспечивают лучшую коммутацию, особенно в машинах с| тяжелыми условиями работы.
Прежде чем выбрать тип обмотки, следует определить номи-^
нальный ток якоря: для генераторов
&014 =
РномТОЗ
UhoM
(1 + 电);
(10.15)5
для двигателей
厶н。m = -^也r(1一也)
•НОМ и НОМ
(10.16)
Здесь ki — коэффициент, учитывающий ток в параллельной обмотке возбуждения, он может принимать следующие значения:
Рис. 10.15. Секции обмоток якоря:
0 — равносекционной; б — сту* ненчатой
1—50,1—0,07
5—1010—100100—500
0,07—0,025 0,025—0,02 0,02—0,0125
Затем,
определив требуемое
число，
главных полюсов 2P (см. табл. 10.2), принимают решение о типе обмотки якоря. Для этого можно воспользоваться рекомендациями табл. 10.6, составленной
по данным машин постоянного тока единых серий.
При выборе петлевой или комбини-, ромнной обмоток в быстроходных ма-_ шинах (^240 м/с) и в машинах, работающих со значительными перегрузками,
предпочтение отдают обмотке; в тихоходных
комбинированной
машинах и в ма
шинах, работающих с небольшими пере
грузками, целесообразнее петлевой обмотки.
применение.
При расчете параметров выбранного типа обмотки якоря следует иметь в виду данные, приводимые в табл. 10.7.
Число эффективных проводников обмотки якоря
^ = Л；лО22а2/72ном-Ю3.
(10.17)
.2 Р々ним，А
Тип обмотки якоря
4До 700
4Свыше 700 до 1400
4Свыше 1400
Простая петлевая
Простая волновая'
Простая петлевая или комбинированная
Двухходовая петлевая илн комбинированная
Таблица
Число пазов якоря
Z2 =吗〃 2，(10.18)
где 方2 — зубцовое деление якоря, мм, принимают в зависимости от высоты оси вращения:
为,мм 80—200225—315355—500
/2, мм 10—2015—3518—40
Окончательно число пазов якоря Z? принимают в соответствии с рекомендациями табл. 10.7 согласно выбранному типу обмотки.
При выборе значений 必 и Z2 необходимо иметь в виду, что число эффективных проводников в пазу N^Z, должно быть четным.
Затем определяют диаметр коллектора, мм:
при полузакрытых пазах якоря
А (0,75 + 0,80) &；(10.19)
при открытых пазах якоря и наличии петушков на коллекторных пластинах-
、Ок ^(0,65 十 0,70) О2.(10.20)
Полученное значение Ок следует округлить до ближайшего стандартного значения: 56; 63; 71; 80; 90; 100; 112; 125; 140; 160; 180; 200; 224; 250; 280; 315; 400; 450; 500; 560 мм. При этом максимальная окружная скорость коллектора, м/с,
% = лОк п/60* 103(10.21)
не должна превышать 40 м/с. Здесь п ——наибольшая частота вращения якоря машины, об/мин.
Коллекторное деление, мм,
% = ：Фк/К・(10.22)
Принятое значение % должно быть не меньше следующих значений:
为,мм 56—125140—280315—500
^кmint• • • •3,03,53,8
Если же при расчете получено /к</кт/п, то следует уменьшить число коллекторных пластин К, однако при этом напряжение между соседними коллекторными пластинами, В,
〃 = 2，Uh°m/K (Ю.23)
не должно превышать для машин мощностью до 1 кВт 25—30 В, более 1 кВт без компенсационной обмотки — 16 В; для машин с компенсационной обмоткой ——20 В. Превышение допустимого значения Uk создает опасность возникновения на коллекторе искрения.
Тип обмотки якоря
2。
2 а2
Z?
Zg/p
Простая петлевая
2
2
Четное
Четное
Четное
Двухходовая петлевая ступенчатая
4
8
Четное
Четное
Четное
Простая волновая
4
2
Нечетное
Целое +0,5
Нечетное
Комбинированная
4
8
Четное
Нечетное
Четное
Толщина прокладок между пластинами коллектора должна быть 0,8 мм у машин с высотой оси вращения Л = 80^315 мм и 1,0 мм при й=355 4-500 мм.
Окончательный выбор числа секционных сторон по ширине паза 〃口 числа коллекторных пластин ^, числа витков секции wC2 ведут по результатам сравнения нескольких вариантов после заполнения таблицы, составленной аналогично табл. 10.8.
Затем уточняют линейную нагрузку машины, А/м,
4 H4 HN 2‘2НОМN 2‘2НОМ2a2П% 10_32a2П% 10_3(10.24)(10.24)
4 H
4 H
N 2‘2НОМ
N 2‘2НОМ
2a2П% 10_3
2a2П% 10_3
(10.24)
(10.24)
где
“2 = 2〃口 Z25c2・
Дальнейший расчет обмотки якоря связан с определением размеров паза и зависит от принятой его формы (см. табл. 10.4).
(10.25)(10.25)Пазы якоря овальные полузакрытые (см. рис. 10.8, а). Ширина зубца с равновеликим сечением, мм,
(10.25)
(10.25)
% =耳片%2%
Предварительное значение магнитной индукции в зубце В% принимают в зависимости от частоты перемагничивания
f2 = рп/60.(10.26)
/2, Гц 1007550<25
%, Тл 1,65—1,851,75—1,951,85—2,051,9—2,1
Таблица 10.7
Уг
Наличие уравнительных соединений
первого рода
второго рода
2; 3; 4; 5
(Z2/2)~l
±1
Нет
Нет
2; 3; 4
Ступенчатый
±2
Есть
Есть
3; 5
(%/4)干自
K干1
2
Нет
Нет
3; 5
Уг петл (//4)干三
уг волн =(//2) - у2
±1
K干4
2
Нет
Нет
文(△ - 2坛12)— Z2bz2z? +冗文(△ - 2坛12)— Z2bz2z? +冗(10.27)(10.27)Диаметр большой окружности паза, мм,
文(△ - 2坛12)— Z2bz2z? +冗
文(△ - 2坛12)— Z2bz2z? +冗
(10.27)
(10.27)
где Лш2 一 высота шлицы паза, равная 0,8 мм.
Высоту зубца hz2 принимают предварительно по рис. 10.16 и определяют магнитную индукцию в спинке якоря Вс2, Тл:
(10.28)(10.28)
(10.28)
(10.28)
где Лс2 — высота спинки якоря мм:
22(10.29)(10.29)D2 .Выражение —«кD2 .Выражение —«кучитывает наличие в сердечнике якоряучитывает наличие в сердечнике якоряаксиакси
2
2
(10.29)
(10.29)
D2 .
Выражение —«к
D2 .
Выражение —«к
учитывает наличие в сердечнике якоря
учитывает наличие в сердечнике якоря
акси
акси
альных вентиляционных каналов диаметром dK.
Полученное по (10.28) ВС2 не должно превышать следующих значений:
50—100<501,61,71,41,4550—100<501,61,71,41,45h Гц
50—100<50
1,61,7
1,41,45
50—100<50
1,61,7
1,41,45
Вс2 при 2P=2, Тл
Вс2 при 2P=4, Тл
Если полученное значение превышает рекомендуемое, то следует несколько увеличить высоту спинки якоря ЛС2 путем уменьшения высоты зубца 九理・
ГТГТРис. 10.16. Средние значения 厄2 = f (02)Рис. 10.16. Средние значения 厄2 = f (02)Припуск по высоте паза 也пр, мм . •Припуск по высоте паза 也пр, мм . •
ГТ
ГТ
Рис. 10.16. Средние значения 厄2 = f (02)
Рис. 10.16. Средние значения 厄2 = f (02)
Припуск по высоте паза 也пр, мм . •
Припуск по высоте паза 也пр, мм . •
Таблица 10.8
Номер варианта
«п
Кт*
%2 = М/2K
Диаметр меньшей окружности паза, мм, "2即二 •(10・30)
Расстояние между центрами окружностей, мм,
% = %- %- 0,5 (% + d^t(10.31)
Площадь паза в свету, мм2,
S「2=(W8) [(d口2 — %户+% j ^пр)2] +Q5(d；2+d口2^2%) %, (10.32) где bnp — припуск на сборку сердечника якоря по ширине паза мм:'
80—132160—200
0,10,2
Продолжение
225—315355—500
0,30,35
0,30,3
Площадь паза, занимаемая обмоткой, мм2,
S()6 = Suz — 5И — (5КЛ + Snp),(10.33)
где Su — площадь, занимаемая корпусной изоляцией, мм2:
s 产 0,5% (л% + 叫2 + 4%) •(10.34)
Для определения толщины изоляции Ьц обмотки якоря при овальных полузакрытых пазах сердечника якоря следует воспользоваться данными табл. 10.9.
При креплении обмотки в пазу клином, мм2,
Srji + *Snp ^ 2,5d口2；
при креплении обмотки в пазу крышкой, мм2,
Srji + Snp ^ l,5dn2, где 5КЛ ——площадь поперечного сечения клина или пазовой крыш- 262
ки, мм2; Snp — площадь поперечного сечения прокладки между верхним и нижним слоями пазовых частей обмотки якоря, мм2.
Предварительное значение диаметра изолированного обмоточного провода круглого сечения d；§ > мм, определяют исходя из допустимого значения коэффициента заполнения паза изолированными проводами ^32=0,70-^0,75:
盤=k亀25。自他,(10.35)
где N2 — количество эффективных проводников в обмотке якоря (10.17).
При классе нагревостойкости изоляции В для обмоток якоря применяют провода круглого сечения марки ПЭТВ, а при классе F — марки ПЭТ-155 (см. приложение Ш, табл. П.1.1). Уточненное значение коэффициента заполнения паза якоря при стандартном диаметре изолированного провода
即= “2%%Z2・(10・36)
Высота оси вращения, мм
Материал”
Число слоев
Класс нагревостойкости
Толщина, мм
В
F
Н
80—112
Плеикостеклопласт
0,35
1
0,35
Изофлекс
Имидофлекс
2
То же
То же
0,35
1
0,35 *
/
132—200
Плеикостеклопласт
0,25
2
0,50
Изофлекс
Имидофлекс
2
То же
То же
0,25
2
0,50
Таблица 10.9. Изоляция обмотки якоря машин постоянного тока (пазы овальные полузакрытые; обмотка двухслойная всыпная из круглого эмалированного провода; напряжение до 600 В)
Примечание. Прокладку между катушками в лобовых частях обмотки выполняют из изофлекса.
Если dH3>l,71 мм, то для упрощения укладки всыпнои обмотки якоря и повышения ее надежности эффективный проводник разделяют на элементарные, а затем уточняют коэффициент заполнения паза якоря
УМ%%% (Ю.37)
где пэл — количество элементарных проводников в одном эффективном; dg — диаметр изолированного элементарного проводника, мм.
После этого определяют плотность тока в обмотке якоря, А/мм2,
厶2 = /2НОм/2&2 %口 ％ЗЛ, (10.38)
где ^2эл — площадь поперечного сечения элементарного проводника, мм2. Полученное значение Д2 следует сравнить с допустимым Ддоп, которое определяют по произведению Л2АДОп (рис. 10.17, а, б)
Рис. 10.1Y. Рекомендуемые значения Д2Лдоп для машин постоянного тока： а —2р=2; б — 2р>4
с учетом поправочного коэффициента на класс нагревостойкости изоляции (табл、 10.10). Верхние границы значений Л2ДДОп на рис. 10.17, 6 соответствуют частоте вращения 3000 об/мин, а нижние— 500 об/мин. Допустимая плотность тока может быть определена по формуле
АдоП = (%2 Адоп)： 1°—6/”2・(10.39)
Если же Д2>АДоп, то необходимо увеличить площадь паза и размеры обмоточного провода. При этом следует уточнить значе- зТаблица 10.10
Л, мм
Рекомендуемый класс нагревостойкости изоляции
Поправочные коэффициенты при классе нагревостойкости изоляции
В
F
н
80—200
в
1,0
1,1
1,2
225—500
F
0,9
1,0
1,1
ния магнитной индукции в зубце и спинке якоря, которые не должны превышать допустимых значений.
Размеры секции обмотки якоря: средняя ширина секции, мм,
Ьс,ср = £©р2 Ух»(10.40)
где /Ср2 — среднее зубцовое деление якоря, мм:
力СР2 = п (& — hz^Z2>(10.41)
(10.42)(10.43)(10.44)(10.45)(10.42)(10.43)(10.44)(10.45)средняя длина одной лобовой части секции обмотки, мм, 几= (0,7 + 0,4р)А,ср+15；
(10.42)
(10.43)
(10.44)
(10.45)
(10.42)
(10.43)
(10.44)
(10.45)
средняя длина витка обмотки, мм, %Р2 = 2 (厶 + 3)； вылет лобовой части обмотки
* = @12 十 0,14卩)А,ср+ 7,5.
Активное сопротивление обмотки якоря, Ом, Г — Pct!川2 %Р2*103 2 (2。)2 дл 923л
где pCu—удельное электрическое сопротивление меди при расчетной рабочей температуре (см. табл. 2.1).
Пазы якоря прямоугольные открытые (см. рис. 10.8, б и е)・
Предварительное значение ширины зубца в его основании, мм,
^z2min 一“В 队2 В 2(10.46)
Предварительное значение магнитной индукции в наиболее узком сечении зубца %小以 принимают в зависимости от частоты перемагничивания сердечника якоря /2；
/2, Гц 1007550《25
В；2mg，T* 1,9-2/2,0-2,22,1-2,32,2—2,4
Высоту зубца (паза) hz2 предварительно принимают по рис.
а затем определяют магнитную индукцию в спинке якоря по (10.28), которая не должна превышать допускаемых значений. При необходимости следует уменьшить высоту зубца 厄2・
Ширина паза, мм,
b^ = ^~^~bz2min.(10.47)
/2
В машинах с высотой оси вращения 用=225+315 мм целесообразно крепление пазовой части обмотки якоря бандажом из стек- лоленты. Высоту бандажных канавок 色(см. рис. 10.8, б) принимают в зависимости от высоты оси вращения:
鼠 мм 225250 и 280315
配，мм 2,03,03,5
В машинах с высотой оси вращения h=355+500 мм пазовую часть обмотки якоря крепят клиньями, при этом высоту клина принимают %нл=4 мм, а высоту шлица 用т2 = 1,0 мм (см. рис, 10.8, в).
Высота прямоугольного провода, мм,
% = (%-%-%— %)//(1048)
В случае крепления обмотки клиньями вместо /15 следует подставить /1Кл + ^ш2.
Ширина прямоугольного провода с изоляцией, мм,
嗫= (% — % —%-&*)/%•(@49)
В этих выражениях Ch2 и С^г — общая толщина изоляции в пазу якоря по его высоте и ширине без учета витковой изоляции (табл. 10.11 и 10.12). Припуск по ширине паза, обусловленный скосом пазов, Ьсн=0」мм.
Число проводов по высоте паза якоря определяется выражением
臥=2%・(Ю.50)
В целях уменьшения эффекта вытеснения тока и ослабления вихревых токов в проводах обмотки якоря высоту провода ограничивают до значения, определяемого частотой перемагничивания сердечника якоря f2：
^2, Гц 10050<25
Предельная высота провода, 旷мм 4710
При Необходимости эффективный проводник разделяют по высоте на два элементарных. В этом случае N\=4 wC2.
В случае комбинированной (лягушачьей) обмотки высота элементарного проводника является высотой эффективного проводника каждой обмотки, составляющей комбинированную. Для обмоток якорей машин с высотой оси вращения /1=225-^-315 мм применяют провода прямоугольного сечения следующих марок: при классе на- гревостойкости В ——провод марки ПЭТВП, а при классе F ——провод марки ПЭТП-155.
Для обмоток якорей машин с 用=355+500 мм при классах на- гревостойкости изоляции В и F применяют провод марки ПСД с дополнительной изоляцией стеклолентой; при классе нагревостой- кости изоляции Н применяют провод марки ПСДК с дополнительной изоляцией полиимидной пленкой. Значения двусторонней толщины изоляции, мм, этих проводов приведены ниже.
Марка провода
Ментан сторона сечеиия проволоки, мм
0,85-1 ,£0
2,12-3,75
4,0—5,6
ПСД, ПСДК
0,27
0,33
0,40
ПЭТВП, ПЭТП-155
0,10—0,12
0,15
g 1
氐
E
О
04
ь о
9
О
о
g о
ю о
ю
о
9
О
寸 о
о
co
of
co о
9
О
g о
о
ю о
ю
о
寸
1О
СО О
寸
о
о
О г
oT
00 о
9
О
ю о
ю о
ю
о
g о
百
9 О
寸
о
I
oT
9
О
9
О
ю о
ю о
ю о
00
寸
9
О
寸
о
о
a
二
00 о
00 о
9
О
寸 о
о
4 ft；
211
9
о
I
I
I
Е н
g
Я x
!<=
理
I
I
—
I
w
芥 Яь
§CQ
9
О
吋 О
9
О
ю
о
g
о
ю о
ю о
ю
о
о
о
H
^
3
У Н
У Н
工
h
й
е
о
О
н
е 出
2
W
[О
аинЛэ
■rfd ви hhHhsou
6
1
1
СО
1
g 1
卜
4И| 1
Illi 1匮马
-ekoqodu ojoHqiroMowKdu сн 纟0!490 f MqdMJ.;mI) bmoi OJiKogu lew BdoMK (需•1s9KSv« =§^s£u= =.2I战-■'蜀bi、
г62г62
г
6
2
г
6
2
Таблица 10.12. Изоляция обмоткн якоря двигателей постоянного тока комбииироваииая разрезная с жесткими формированными катушками из провода до 1000 В]
[пазы прямоугольные открытые: обмотка двухслойная петлевая, волновая, марки ПСД (класс F) и ПСДК (класс Н);左=355+500 мм, напряжение
Часть обмотки
Пазовая
Мате
Класс нагревостойкости
F
Н
1
Стеклянная лента ЛЭС
Полиимидная пленка ПМ
2
Бумага феннлоновая
•3
Полиимидная пленка ПМ
4
Бумага фенилоиовая
5
Стеклянная лента ЛЭС
6
Бумага феиилоновая
7
Стеклотекстолит
СТЭФ
стк
8
СТЭФ
стк
g
СТЭФ
стк
—
Допуск на укладку
—
Общая толщина изоляции в пазу (без витковой,
1МГ
Лобовая
10
Стеклянная лента ЛЭС
Полиимидная пленка ПМ
и
Бумага фенилоновая
12
Полиимидная пленка ПМ
13
Бумага фенилоновая
14
Стеклянная лента- ЛЭС
—
Общая толщина изоляции катушки в лобовой {
риал
Число слоев
Двусторонняя толщина изоляции, мм
Толщина, мм
Класс F
Класс Н
по ширине при 〃口
□о высоте
Класс F
Класс Н
2
3
4
5
0,1
0,05
1 впритык
1 в пол нахлеста
0,2
0,2
0,4
0,4
0,8
0,05
1 впритык
0,1
0,1
0,1
0,1
0,4
0,05
3 вполнахлеста
0,6
0,6
0,6
0,6
1,2
0,05
1 впритык
0,1
0,1
0,1
0,1
0,2
0,1
1 вполнахлеста
0,4
0,4
0,4
0,4
0,8
0,2
1
0,4
0,4
0,4
0,4
0,4
0,5
1
一、
—
0,5
0,5
1
—
—
—
—
0,5
0,5
1
—
—
—
—
0,5
обмотки
0,3
0,3
0,3
0,3
0,5
без высоты клина)
2,1
2,1
2,3
2,3
5,8
0,1
0,05
1 впритык
1 вполиа- хлеста
0,2
0,2
0,4
0,4
0,4
0,05
1 впритык
0,1
0,1
0」
0,1
0,2
0,05
2 вполнахлеста
0,4
0,4
0,4
0,4
0,4
0,05
1 впритык
0,1
0,1
0,1
0,1
0,1
0,1
1 вполнахлеста
0,4
0,4
0,4
0,4
0,4
части (без витковой)
1,2
1,2
1,4
1,4
1,5
Определив высоту неизолированного провода, мм, b'F — 厶(10.51)
и его'ширину, мм, аУ К，(Ю.52)
округляют полученные значения до ближайших стандартных 6 и а по табл. П.1.2 и определяют уточненные значения размеров изолированного провода по высоте Ь^ и ширине а* а также площадь поперечного сечения меди д. Затем уточняют размеры паза по высоте, мм,
也2 -"rьН3 + & +用6 +用⑪(10.53)
и ширине, мм,
Ьц2 = 〃口 ЙИЗ + Св + Ьцр + ^СК-(10.54)
Полученные размеры паза округляют до десятых долей миллиметра, Затем по (10.38) определяют плотность тока в обмотке якоря, которая не должна превышать допустимое значение Ддоп (10.39). Если же Д2>Адоп, то выбирают провод большего сечения, увеличив соответственно площадь паза якоря. При этом необходимо следить за.тем, чтобы магнитная индукция в зубце Вг2тах и в спинке якоря Вс2 не превысила допустимых значений. В некоторых случаях возможен пересчет главных размеров машины 5 и /〃
Найдем размеры секций:
среднюю ширину секции Ь©,ср, мм, определяем по (10.40);
средняя длина одной лобовой части обмотки якоря, мм,
兀=•「• &Р •—…+ 也2 + 40;(10.55)
тИ 1-[(Ьпг + 3,5)//2]2
среднюю длину витка обмотки /, мм, находим по (10.43); вылет лобовой части обмотки, мм, равен
/b2 = - +5品阮仇2±1,5)"2 十 邑 + 20.(10.56)
%+[仇2十3,5)/疗2
Активное сопротивление обмотки якоря вычисляем по (10.45).
РАСЧЕТ МАГНИТНОЙ ЦЕПИ
Целью расчета магнитной цепи машины постоянного тока является определение МДС обмотки возбуждения на пару полюсов в режиму холостого хода. Магнитодвижущая сила обмотки возбуждения представляет собой сумму магнитных напряжений всех участков магнитной цепи (рис. 10.18), А,
&。= 2 凡 + 2% + % + 2% + 2% + 2^с + %； (10.57) здесь 尸о — магнитное напряжение воздушного зазора; FZ2 — магнитное напряжение зубцов якоря;尸с2 — магнитное напряжение спинки якоря; Fzi — магнитное напряжение зубцов полюсных наконечников главных полюсов при наличии в машине компенсацион- 270
ной обмотки; Fm — магнитное напряжение сердечников главных полюсов;尸ci — магнитное напряжение станины;尸^ — магнитное напряжение воздушного зазора между сердечником главного полюса и станиной.
Расчет магнитной цепи ведут по основному магнитному потоку, Вб, соответствующему номинальной ЭДС якоря Е2HgM в режиме холостого хода:
Ф = 60% Е2HoM勿“2 % (10.58) где邑ном - номинальное значение ЭДС якоря, В:
Рис. 10.18. Расчетный участок магнитной цепи четырехполюсной машины постоянного токаРис. 10.18. Расчетный участок магнитной цепи четырехполюсной машины постоянного тока
Рис. 10.18. Расчетный участок магнитной цепи четырехполюсной машины постоянного тока
Рис. 10.18. Расчетный участок магнитной цепи четырехполюсной машины постоянного тока
для генератора
Jhom = 0,5〃°м(3 - Яном);(10.59)
для двигателя
Е2HoM = 0,5t4°M(l+"；。』；(10・60)
嗚ом — предварительное значение КПД машины при номинальной нагрузке (см. табл. 10.1 или рис. 10.2).
Магнитные напряжения участков магнитной цепи машины постоянного тока определяют следующим образом.
Магнитное напряжение воздушного зазора, А,
f6 = 0,8当6以・103,(10.61)
где Во — магнитная индукция в зазоре, Тл:
Вб = Ф10в/а；Ц;(10.62)
б — среднее значение воздушного зазора (см. рис. 10.9), мм; k^ — коэффициент воздушного зазора, учитывающий влияние на магнитное сопротивление зазора наличия пазов в полюсных наконечниках главных полюсов 论仅，пазов сердечника якоря 论也,бандажных канавок на сердечнике якоря 右6：
储=拠1拠2论6*(10.63)
При полузакрытых пазах в полюсных наконечниках главных полюсов (рис. 10.19) и в сердечнике якоря
备I = 1 +；(10-64)
здесь Ьпц — ширина шлица полузакрытого паза,匕皿=3 мм; Л — зубцовое деление полюсного наконечника главного полюса, предварительно можно принять 九大；(1,2+1,5)/2, mm：
麻=1 +S 彳.(10.65)
为一bh2 + 5 ~
如2
При открытых пазах в (10.64) и (10.65) вместо ширины шлица Ьпп и Ьш2 следует подставить соответственно ширину паза Ьщ и Ьп2. В некомпенсированных машинах принимают 论於=1.
Расчет коэффициента, учитывающего наличие бандажных канавок на якоре, зависит от вада бандажа:
при бандаже из стеклоленты или немагнитной проволоки
鳥=1 н；(10.66)
厶(6十%)一"6 /6%
при бандаже из магнитной проволоки
(10.67)(10.67)l j I% Is (聞一°，8d)
(10.67)
(10.67)
В этих выражениях 孔6 — число бандажных канавок (九6=2+В этих выражениях 孔6 — число бандажных канавок (九6=2+6厶(Зб+%—。, 8d)—"6 /б (聞一0,8d)
В этих выражениях 孔6 — число бандажных канавок (九6=2+
В этих выражениях 孔6 — число бандажных канавок (九6=2+
+4); /б ——длина бандажной канавки, мм; 〃6 ——высота бандажной
канавки (用6 = 3 мм); d — диаметр бандажной проволоки, мм:
(10.68)(10.68)d ^ 0,5/гб.
(10.68)
(10.68)
В машинах постоянного тока серии 2П первой длины (М) 九б/б = 0,35/2, а второй длины (L) того же диаметра якоря «б^б = = 0,25&.
Рис. 10.19. Зубцовый слой наконечника главного полюса компенсированной машины постоянного токаРис. 10.19. Зубцовый слой наконечника главного полюса компенсированной машины постоянного токаМагнитное напряжение зубцового слоя якоря. Его определяют по формулам, приведенным в § 5.7, в, применительно к расчету магнитного напряжения зубцового слоя ротора асинхронных двигателей при овальных полузакрытых пазах по (5.169)——(5.172), а для прямоугольных открытых пазов— по (5.185) — (5.189). При этом необходимо иметь в виду: при магнитной индукции в зубце Вг2^1,8 Тл напряженность магнитного поля 凡2 определяют по основной таблице намагничивания для соответствующей марки стали (см. приложение П.2), а при 522> 1,8 Тл напряженность Hz2 определяют по кривым намагничивания зубцов якоря машин
Рис. 10.19. Зубцовый слой наконечника главного полюса компенсированной машины постоянного тока
Рис. 10.19. Зубцовый слой наконечника главного полюса компенсированной машины постоянного тока
постоянного тока (см. рис. П.2.3 или П.2.4), предварительно рассчитав коэффициент ^п2, учитывающий ответвление части магнитного потока в паз якоря.
Магнитное напряжение спинки якоря. А,
几2 =/2 30刊几2 =/2 30刊(10.69)(10.69)
几2 =/2 30刊
几2 =/2 30刊
(10.69)
(10.69)
Магнитную индукцию в спинке якоря Вс2 определяют по (10.28), где вместо предварительного значения индукции В] подставляют Ba по (10.62).
Напряженность магнитного поля //©2, А/м, определяют по основной таблице намагничивания для соответствующей марки стали (см. приложение П.2).
Расчетная длина магнитной силовой линии в спинке якоря, мм,
&2 = (л/2р)(О2вн + 生 2)+ 临(10.70)
Магнитное напряжение зубцового слоя полюсных наконечников главных полюсов, А,
% П忆1%，吁3.(10.71)
Магнитная индукция в сечении зубца на высоте 1/3 от его основания
窘 ' S
где 5 — коэффициент магнитного рассеяния главных полюсов: при 2P=2 5=1,15; при 2P=4 без компенсационной обмотки Ог= 1,2, для машин с компенсационной обмоткой (7「=1,25; (?п,н(1/з)——длина дуги полюсного наконечника на расстоянии !/з от основания зубцов, мм:
&П,Н(1/3) = Ьтн [1 + 伶％)/(4 + 23)];(10.73)
Ьц,н — длина дуги полюсного наконечника главного полюса, мм: для компенсированных машин &л>н=а( т+26, для некомпенсированных машин &n,H=ctiT.
Напряженность магнитного поля "zi определяют по таблице намагничивания электротехнической стали марки 3411 (табл. П.2.10).
Магнитное напряжение сердечника главного полюса. А,
尸m =3,(10.74)
где Lm ——расчетная длина магнитной силовой линии в главном полюсе:
для компенсированных машин, мм,
£щ = 'т 用 zl；
для некомпенсированных машин, мм,
Lm = hjn*
Магнитная индукция в сердечнике главного полюса, Тл,
3%0).叫也4.(10.75)
Напряженность магнитного поля Н7n определяют по таблице намагничивания для стали марки 3411,
Магнитное напряжение зазора между главным полюсом и станиной, А,
尸加c = 0,8Bm6mcl・10*(10.76)
где Smci ——эквивалентный воздушный зазор, учитывающий неплотное прилегание сердечника полюса к станине, мм;
6тс1 = 2/т. 10-4 + 0,1.(10.77)
Для машин с высотой оси вращения 用》355 мм значением F^mc можно пренебречь.
Магнитное напряжение станины. А,
尸С1 = "с141・1от.(10.78)
Магнитная индукция в спинке станины, Тл,
ВС1 =仆①• 10®/2 厶［/г*(10.79)
Если полученное по (10.79) значение Bci оказалось меньше принятого в (10.10), то высоту спинки станины hc\ можно уменьшить, а если 3d оказалось больше принятого по (10.10), то hc\ следует увеличить.
Напряженность поля "ci определяют по кривой намагничивания для массивных станин (см. табл. П.2.12).
Расчетная длина магнитной силовой линии в станине, мм, 公］=^(，恥+啞)+啞.(10.80)
*10.6. РАСЧЕТ ОБМОТКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
Обмотка возбуждения должна создавать МДС, достаточную для наведения в машине магнитного потока, соответствующего номинальной ЭДС, и компенсации размагничивающего действия реакции якоря при нагрузке машины.
В современных машинах постоянного тока щетки, как правило, устанавливают на геометрической нейтрали, а магнитная система машин насыщена. Это позволяет при расчете размагничивающего действия реакции якоря принимать во внимание лишь ее поперечную составляющую Fq* Исходя из этого требуемое значение МДС обмотки возбуждения при нагрузке машины на пару полюсов, А, определяется выражением
H =+—(10.81)
где Fqd — размагничивающее действие реакции якоря по поперечной оси на пару полюсов, A; Fc ——МДС стабилизирующей обмотки машины на пару полюсов, А.
В машинах с компенсационной обмоткой составляющая (Fqd——尸J принимается равной нулю. Количественный учет размагничивающего действия реакции якоря усложнен тем, что МДС поперечной реакции якоря действует перпендикулярно магнитному потоку возбуждения и вызывает его искажение. Возникающее 274
при этом размагничивание машины обусловлено ее магнитным насыщением. В итоге подмагничивание происходит в меньшей степени, чем размагничивание.
Размагничивающее действие реакции якоря по поперечной оси можно учесть введением коэффициента ^р,я. Этот коэффициент был получен в результате исследования большого количества некомпенсированных машин постоянного тока при разных значениях магнитной индукции в зубцах якоря BZ2 [1]. Размагничивающее действие МДС поперечной реакции якоря на пару полюсов А, определяют по формуле
尸qd =岛，发尸2・ (10,82)
Коэффициент Лр,я находят по рис. 10.20 в зависимости от магнитной индукции в зубце якоря 8戏，рассчитанной по (5.169) в
случае овальных полузакрытых пазов или по (5.184) в случае прямоугольных открытых пазов. Поперечная МДС обмотки якоря на пару полюсов, А,
爲= 0,5“2/2ном/2a2几 (Ю.83)
В двигателях постоянного тока с высотой оси вращения h= =80+315 мм для частичной компенсации реакции якоря и в целях обеспечения устойчивости работы двигателя в возможном диапазоне нагрузки на главных полюсах располагают стабилизирующую обмотку, которую включают последовательно с обмоткой якоря и обмоткой добавочных полюсов. Следует иметь в виду, что применение стабилизирующей обмотки усложняет реверс двигателя, так как требует переключения выводов этой обмотки.
У машин с высотой оси вращения до 200 мм включительно полюсные катушки обмоток параллельного или независимого возбуждения выполняют несекционированными (табл. 10.13). В машинах с 用＞200 мм полюсные катушки главных полюсов делают
(н 仁.0 HLQOH'sOLQOB3dJEH мооолз I ws^w§«s -ад 009 ОМ I QMHBSKKdUEH mwQs-J-Q8M-PH0I0JOHHKQIQQHHHaEW qoQQIKOU (9) xmHho『9ok м (-xlqHBEIM MQIQ£9O KHtlKIroms・22eHHF9EJ
1
I
I
li
о
о
о
g
—
H
注
II
7
CM
8
中
секционированными, т. е. разделяют их по высоте на части, оставляя между ними вентиляционные каналы (табл. 10.14 и 10.15), Такая конструкция полюсных катушек имеет большую поверхность охлаждения, что дает возможность повысить плотность тока в обмотке и уменьшить массу меди.
Средняя длина витка многослойной полюсной катушки параллельного или независимого возбуждения из изолированных проводов, мм*
/ср,к = 2(1т + %) + 冗(&к.ш + 2% + 2% + 2瓦)， (10.84)
где Ьк,ш — ширина катушки (рис. 10.21), мм; 6ИЗ — толщина изоляции катушки, мм, принимается по табл. 10.13——10.15;匕艮——толщина каркаса катушки, мм;员一односторонний зазор между катушкой и сердечником полюса, принимаемый равным 0,5—0,8 мм.
Рис. 10.21. К определению размеров катушки главных полюсов
Рис. 10.22. Средние значения ширины многослойной катушки возбуждения Ьк,т из изолированного провода
Рис. 10.23. Средние значения ширины полюсной катушки ^口 из неизолированной меди прямоугольного сечения
Ширину полюсной катушки Ьк,т предварительно определяют ио рис. 10.22. После вычерчивания эскиза междуполюсного окна размеры катушки уточняются (см. § 10.10).
Средняя д<1Ина витка однослойной по ширине катушки из неизолированной шинной медной проволоки, намотанной на ребро, мм.
.276
277
Т а б л jfb a 10.14. Изоляция обмоток главных (а) и добавочных (6) полюсов машин постоянного тока (А=225ч-315 мм, напряжение — до 600 В, изоляция — классов нагревостойкости В, F, Н)
Познцня на рисунке
Назначение
Материал
Число слоев
Класс В
Класс F
Класс Н
Толщина, мм
/
Изоляция катушки
Стеклянная лента ЛЭС
0,1
1 вполна- хлеста
2
Каркас
Стеклолакоткань
2,0
1
ГИТ-ЛСБ-ЛСЛ
гит-лсп-лсл
гик-лск-лсл
3
Рамка
Сталь СтЗ
1,5
1
4
Рамка
Стеклотекстолит
1,5
1
СТ
СТЭФ|стк
5
Скоба
Сталь СтЗ
8—10
1
6
Изоляция сердечника
Слюдопластофолий
ИФГ-Б
Сннтофолий-F
Синтофолий-Н
0,16
7,5
7
Прокладка междувнтко- вая
Бумага асбестовая
Бумага феннлоновая 0,2x2=0,4 мм
0,4*
1
8 J Изоляция угловJЛента стеклянная ЛЭС|
* Для класса нагревостойкости В толщина 0,3 мм.
0,1
1 вполна- хлеста
Позиция иа рисунке
Назначение
Материал
Число слоев
Класс В
Класс F
Класс Н
Толщина, мм
/
Изоляция катушкн
Стеклянная лента ЛЭС
0,1
1 вполна- хлеста
2
Каркас
Стеклолакоткань
,3,5
1
ГИТ-ЛСБ-ЛСЛ
(гип-лсп-лсл
гик-лск-лсд
3
Рамка
Сталь СтЗ
2-3
1
4
Скоба
Сталь СтЗ
8—12
1
5
Изоляция сердечника
Слюдопластофолий
ИФГ-Б
Сннтофолий F
Синтофолнй Н
0,15
7,5
6
Прокладка междувнтко- вая
Асбестовая бумага
Феннлоновая бумага 0,2 ммХ2
0,4
1
7
Изоляция катушки
Стеклослюдинитовая лента
ЛС-ПЭ-934-ТП
Пленка полннмндная ПМ 0,05 ммХЗ
0,15
7
8
Хомут
Латунь Л62
2,0
1
Таблица 10.15. Изоляция обмоток главных (а) и добавочных (6) полюсов машин постоянного тока (加=355+500 мм, напряжение — до 1000 В, изоляция —— классов нагревостойкости В, F, Н)
/ср,к = 2 Qm + bq + л (Am + 2疗(10.85>
Радиус закругления медной проволоки, мм.
г = 0,5(% + 2% + 2%)・(Ю.86>
Из соображений технологичности радиус закругления должен быть не менее
r>0,05fe2/a.(10.87>
Ширина катушки из неизолированной медной проволоки 6К(Ш равна большему размеру шины. Предварительно &к,ш принимают по Рис- Ю-23. После определения площади поперечного сечения проволоки этот размер уточняют в соответствии с большим размером выбранной медной проволоки (см. табл. П.1.2).
При последовательном соединении всех полюсных катушек главных полюсов площадь поперечного сечения проволоки рав* на, мм,
理=4,н Чап Pcu%M 1°3/《，(Ю.88>
где & — напряжение возбуждения, В; при независимом возбужде- нии машины оно может отличаться от напряжения якоря; реи —
Рис. 10.24. Средние значения плотности то- / ка в полюсных катушках машин постоянного тока
удельное электрическое сопротивление меди при расчетной рабочей температуре, принимают по табл. 2.1; ^Зап — коэффициент за* паса МДС обмотки возбуждения, учитывающий возможность отклонения реальных параметров магнитной цепи и обмоток от расчетных: для генераторов ^зап= 1,14-1,2; для двигателей ^Зап = =1,05.
Полученное значение ^в округляют до ближайшего стандарт* ного значения (см. табл. П.1.2), а затем по табл. 10.16 йыбирают марку обмоточного провода и тип полюсной катушки.
Число витков в полюсной катушке возбуждения
”叫,в = £,н/(2АвК)，(10.89)
где Ав ——плотность тока в обмотке возбуждения, А/мм2.
Средние значения Ав машин постоянного тока защищенного исполнения (IP22) со способом охлаждения IC01 можно принять по рис. 10.24. Принятое значение Ав необходимо привести в соответствие с классом нагревостойкости изоляции обмотки, умножив его на коэффициент, приведенный в табл. 10.3 (см. строку Л2).
Таблица 10.16
%, ММ?
Класс нагрево- стойкостн изоляции
Марка провода
Тип катушки
До 3
в F
пэтв ПЭТ-155
Многослойная по ширине и высоте из проводов круглого сечеиия
От 3 до 8
псд псд псдк
От 8 до 25
псдк
Многослойная по ширине и высоте из проводов прямоугольного сечеиия
Более 25
Всех классов
Неизолированная медная проволока
Однослойная по ширине из неизолироваииой медной проволоки, намотанной иа ребро
Сопротивление обмотки возбуждения, Ом,
гв = рсц 2〃侬к,в /ср,К - 103/7в.(10.90)
Наибольшее значение тока в обмотке возбуждения. А,
/в = и〃в.(10.91)
обмотке возбуждения,обмотке возбуждения,(10.92)(10.92)Уточненное значение плотности тока в А/мм2,
обмотке возбуждения,
обмотке возбуждения,
(10.92)
(10.92)
Ав = 'в/%
не должно превышать рекомендуемое значение по рис. 10.24 более чем на 5 %.
РАСЧЕТ СТАБИЛИЗИРУЮЩЕЙ ОБМОТКИ
Число витков в полюсной катушке стабилизирующей обмотки
(10.93)(10.93)侬к,с^с а/212,
(10.93)
(10.93)
(10.94)(10.94)где @с ——число параллельных ветвей в обмотке, равное 1 или 2; 尸с — МДС стабилизирующей обмотки на пару полюсов некомпенсированной машины постоянного тока, А:
(10.94)
(10.94)
凡=@1-0,2)储.
мотки, мм2,мотки, мм2,(10.95)(10.95)Площадь поперечного сечения провода стабилизирующей об-
мотки, мм2,
мотки, мм2,
(10.95)
(10.95)
% =%/% &；
здесь Ас——плотность тока в стабилизирующей обмотке, А/мм2.
Для машин постоянного тока защищенного исполнения (IP22) со способом охлаждения IC01 Ас можно принять по рис. 10.24.
Полученное по (10.95) значение 依 округляют до ближайшего стандартного значения % (см. табл. П.1.2), а затем по табл. 10.17 выбирают тип катушки и марку обмоточного провода.
%，мм2
Класс нагрево- стойкости изоляции
Марка провода
Тип катушки
До 8
псд псд псдк
Однослойная нли многослойная из проводов круглого сечения .
От 8 до 25
псд псд псдк
Однослойная илн многослойная нз проводов прямоугольного сечения
Более 25
Всех классов
Неизолированная медная проволока
Однослойные по ширине нэ неизолированной медной проволоки, намотанной на ребро
Затем уточняют плотность тока в стабилизирующей обмотке》 А/мм2,
А =(10.96)
которая не должна превышать рекомендуемое значение.
Среднюю длину витка многослойной стабилизирующей полюсной катушки из изолированного провода определяют по (10.84), но вместо Ьндп следует подставить значение- ftK,c, принятое по рис. 10.25, а.
Среднюю длину витка однослойной по ширине полюсной катушки из голой неизолированной медной проволоки, намотанной на ребро, определяют по (10.85). Ширину катушки bKfC в этом случае ^"определяют по рис. 10.25, б.
Сопротивление стабилизирующей обмотки, Ом,
% = 2”Си /ср,кЗк,с・2( ] о 97>
Конструктивно стабилизирующую обмотку располагают на главных полюсах либо у полюсного наконечника, либо между секциями обмотки возбуждения. В последнем случае катушка стабилизирующей обмотки выполняет роль разделительной прокладки между секциями катушки возбуждения.
Рнс. 10.25. Средние значения ширины полюсной катушки стабилизирующей обмотки дк,с：
а — многослойной; 6 — однослойной
РАСЧЕТ ОБМОТКИ ДОБАВОЧНЫХ ПОЛЮСОВ
Назначение добавочных полюсов состоит в создании в зоне коммутации МДС 尸口，достаточной для компенсации МДС ” реакции якоря 尸2 И сверх того —создания в этой зоне магнитного поля, необходимого для наведения в коммутируемых секциях ЭДС вращения ек, направленной встречно реактивной ЭДС ер.
У некомпенсированных машин постоянного тока число витков катушки добавочного полюса
^к,д =左д 尸2〃д/2,2，(10.98)
где 々值=尸口/尸2 ——коэффициент, учитывающий требуемое превышение МДС обмотки добавочных полюсов 尸口 над поперечной МДС обмотки якоря 尸2； 〃口 — число параллельных ветвей обмотки добавочных полюсов;尸2 — МДС обмотки якоря на пару полюсов (10.83), А」
Предварительное значение коэффициента 々口 принимают по табл. 10.18, составленной на основании опыта проектирования машин постоянного тока.
Число параллельных ветвей обмотки добавочных полюсов принимают 〃д=1 при токе якоря /2<Ю00 А и лишь при /2>1000 А принимают a口=2.
Число витков 恥,д, полученное по (10.98), округляют до целого числа.
Площадь поперечного сечения провода катушки добавочного полюса, мм2,
% =4/4Аa，(10.99)
где Ад — плотность тока в обмотке добавочных полюсов, А/мм2, для машин защищенного исполнения (IP22) со способом охлаждения IC01 Дд принимают по рис. 10.24 с учетом поправочного коэффициента на класс нагревостойкости применяемой изоляции.
Полученное значение ‘口 округляют до ближайшего стандартного сечения (см. табл. П.1.2) и уточняют плотность тока, А/мм2,
A口 =厶/a口 0Л，(10,100)
которая не должна превышать рекомендуемое значение.
Тип полюсной катушки и форму сечения провода принимают в соответствии с рекомендациями табл. 10.19. Тип обмоточного провода для многослойных катушек добавочных полюсов тгринимают по табл. 10.17.
Таблнца 10.18
ft, мм
2P
2%
80—100
1,35—1,45
112—315
1,20—1,30
355—500
1,25—1,35
% ММ2
Тнп катушки добавочного полюса
До 8
Многослойные по ширине и высоте катушки из изолирован-
От 8 до 25
ного провода круглого сечения
Многослойные по ширине и высоте катушки из изолирован-
Более 25
ного провода прямоугольного сечения
Однослойные по ширине катушки неизолированной меднойг проволоки, гнутой на ребро
ношение большей стороны кношение большей стороны кОбмоточный провод прямоугольного сечения должен иметь от
ношение большей стороны к
ношение большей стороны к
меньшей в пределах 1,4—1,8.
Рис. 10.26. Средние значения ширины полюсной катушки обмотки добавочных полюсов” 瓦,П：
7 — многослойные катушки из изолированных проводов при 2р д = 1; 2 —то же при 2рд=4; 3 — однослойные катушкн нз нензолнрованноЗ медн,_ гнутой на ребро, при 2рд =4
，内 Средняя длина витка катушки добавочного полюса из изолированных проводов, мм,
,/ср,К = 2& + 为)+ Л (%д + 2% + 2&), (Ю.101> где /д и Ьд — соответственно длина и ширина сердечника добавочного полюса (см. § 10.3), мм; ЬИз — односторонняя толщина изоляции сердечника полюса (см. табл. 10.13—10.15), мм;九一односторонний зазор между изолированным сердечником полюса и катушкой^ мм:
%比0,23^ 员.(10.102>
Ширину многослойной катушки добавочного полюса Ьк>д из изолированного провода предварительно можно принять по рис. 10.26. Для однослойной катушки из неизолированной медной проволоки среднюю длину витка катушки определяют по формуле, мм, /ср,к = 2/д + л (Ьд + Ьк,д + 2% + 2%),(10.103)
где ЬИз=2 мм; Ьз = 3 мм, Ьк以—ширина катушки, равная большему размеру меди, предварительно можно принять по рис. 10.26.
Радиус закругления медной проволоки, гнутой на ребро, определяется по (10.86), а его минимальное значение должно удовлетворять требованию (10.87).
284
Сопротивление обмотки добавочных полюсов, Ом, гд = Реи 'ср,к 侬К,д2"д[1°3 .（10.104）
%9д
В случае компенсированной машины постоянного тока число витков катушки добавочного полюса
g屈=%戶2一戶1）。Д〃2，（1°，1°5）
где 々口 принимают по табл. 10.18; F\ — МДС компенсационной обмотки, А.
У компенсированных машин постоянного тока обмотка добавочных полюсов соединяется последовательно с компенсационной обмоткой, поэтому число параллельных ветвей в обеих обмотках должно быть одинаковым.
В случае двух параллельных ветвей в одну ветвь включают последовательно все катушки северных магнитных полюсов, а в другую —южных. При таком включении неравномерность распределения токов между ветвями не вызывает нарушения равенства потоков магнитных полюсов машины, так как МДС каждой пары полюсов остается неизменной. Достоинством применения двух параллельных ветвей в обмотках добавочных полюсов и компенсационной является возможность осуществления схемы соединений, при которой вокруг вала не создается виток с током, что устраняет намагничивание вала и возникновение подшипниковых токов.
РАЗМЕЩЕНИЕ КАТУШЕК ГЛАВНЫХ
И ДОБАВОЧНЫХ ПОЛЮСОВ В МЕЖДУПОЛЮСНОМ ОКНЕ
После расчета обмоток статора следует проверить возможность их размещения в междуполюсном окне. С этой целью определяют ширину катушек Ьк и их высоту hK и выполняют экскиз межполюсного окна в масштабе. Воздушный промежуток между выступающими краями катушек главных и добавочных полюсов у машин с высотой оси вращения /1^200 мм должен быть не менее 6 мм, а у машин с ft>200 мм —не менее 8 мм. Такие же воздушные промежутки должны быть между выступающими краями катушек и внутренней поверхностью станины.
При расчете размеров Ьк и hK следует учитывать разбухание катушек при их пропитке. При обмоточных проводах круглого сечения коэффициент разбухания 岛 принимают в зависимости от диаметра провода:
d, мм<0,770,8—1,56 1,62—3,05
Кр■. . .1,061,051,04
При обмоточных проводах прямоугольного сечения коэффициент 自 принимают в зависимости от площади поперечного сечения провода:
д, мм28—1414—25
Кр1,051,06
При этом предполагается, что провода с q=8+14 мм2 имеют эмалевую изоляцию.
Размеры катушек определяют по следующим формулам:
а) при обмоточных проводах круглого сечения, мм:
по ширине
Ьк = hpNm &3 + Ьнз,пр；
(10.106)
по высоте
执裁=hp Nв &з + йиз,пр + Ьв,к；
(10.107)
б) при проводах прямоугольного сечения, мм:
по ширине
bK = kp Nm ЬИз + Ьлз.пр；
(10.108)
по высоте
% = hp N в й^з + 九叫叩 + Ьв,к・
(10.109)
В этих выражениях Мп и №—числа проводников по ширине и высоте катушки или ее участка; йиз — диаметр обмоточного провода с изоляцией, мм;匕足 и ЛИз ——размеры прямоугольного обмоточного провода по ширине и высоте, мм; ЬИз,пр и Л^.пр — размеры изоляционных прокладок и каркаса катушки по ширине и высоте (см. табл. 10.13—10.15); Ьв,к — ширина вентиляционного канала.
Провода прямоугольного сечения наматываются на каркас «плашмя》，т. е. большей стороной провода перпендикулярно оси полюса.'
В случае однослойных катушек из неизолированной медной проволоки, намотанной на ребро, ширина катушки Ьк равна большему размеру шины, т. е. ее ширине. При расчете высоты такой катушки коэффициент разбухания принимают равным ^р= 1,03.
Высота катушки из неизолированной медной проволоки, мм
九 к =左р 血 к h + 0,3 ®к — 3)] + 2,(10.110)
где 九——меньший размер (высота) шины, мм.
В целях уменьшения магнитного рассеяния катушки добавочных полюсов располагают возможно ближе к полюсному наконечнику. Если же выполнение эскиза полюсного окна (см. рис. 10.43) показало, что катушки в полюсном окне не размещаются, то следует либо увеличить диаметр станины, если это возможно, либо повысить плотность тока в обмотке возбуждения, применив изоляцию более высокого класса нагревостойкости.
РАСЧЕТ КОМПЕНСАЦИОННОЙ ОБМОТКИ
Компенсационная обмотка должна создавать МДС на один полюс, приблизительно равную МДС якоря:
Г^0,5Л2йр- Ю-3,(10,111)
тде Ьр — длина дуги полюсного наконечника главного полюса, мм (10.9).
Конструктивно компенсационную обмотку выполняют в виде однослойной катушечной или стержневой обмотки. Пазовые части секций располагают в пазах полюсных наконечников главных полюсов (см. рис. 10.19).
На рис. 10.27 представлена развернутая схема компенсационной стержневой обмотки с обмоткой добавочных полюсов.
Наибольшее применение получили стержневые обмотки с прямоугольными полузакрытыми пазами в полюсных наконечниках главных полюсов.
Рнс. 10.27. Развернутая схема компенсационной обмоткн, соединенной с обмоткой добавочных полюсов (2р=4, ai=aA=2, Z「6)Рнс. 10.27. Развернутая схема компенсационной обмоткн, соединенной с обмоткой добавочных полюсов (2р=4, ai=aA=2, Z「6)
Рнс. 10.27. Развернутая схема компенсационной обмоткн, соединенной с обмоткой добавочных полюсов (2р=4, ai=aA=2, Z「6)
Рнс. 10.27. Развернутая схема компенсационной обмоткн, соединенной с обмоткой добавочных полюсов (2р=4, ai=aA=2, Z「6)
(10.112>(10.112>Число стержней обмотки на один полюс ^l = 2 戶1a1"2.
(10.112>
(10.112>
Число пазов на полюс
Z1 = Ni/〃 u,Z1 = Ni/〃 u,(10.113>
Z1 = Ni/〃 u,
Z1 = Ni/〃 u,
где 〃口一число стержней, располагаемых по ширине паза; при 〃口= 1 ZI=^I.
Число пазов Zi округляют до ближайшего четного числа. В машинах с высотой оси вращения Л = 355—500 мм, Zi = 6+12. Кроме того, чтобы избежать вибраций магнитного происхождения^ при выборе Zi необходимо соблюдение условия
ZiW(0,9tL1)Z2%/2"・(Ю.114>
Если это невозможно, то применяют скос пазов на одно зубцовое деление.
(10.115>(10.115>Затем уточняют МДС компенсационной обмотки, А,
(10.115>
(10.115>
尸 1 = n1厶/201,
которая должна быть в пределах, определяемых выражением (10.111).
Зубцовое деление в наиболее узком расчетном сечении зубцов полюсного наконечника, мм,
'ImZn'ImZnbp 5 + 26 十 2/imiZi ~D2 + 26~bp 5 + 26 十 2/imiZi ~D2 + 26~(10.116)(10.116)
'ImZn
'ImZn
bp 5 + 26 十 2/imi
Zi ~D2 + 26~
bp 5 + 26 十 2/imi
Zi ~D2 + 26~
(10.116)
(10.116)
где 九mi ——высота шлица паза,九可】—0,5 мм.
Ширина зубца в наиболее узком месте, мм,
^zlmin = ^Imin 月6 Ощц/亀 BzUnax， (Ю. 1 17) где сгтн^ 1,05―■ коэффициент магнитного рассеяния наконечника главного полюса; Bzifnax= 1,64-1,8 Тл — магнитная индукция в наиболее узком расчетном сечении зубца.
Ширина паза в штампе, мм,
^П1 = ^1щгп—timin'(10.118)
Допустимая ширина стержня обмотки, мм,
^СТ1 = (% — Ьнз — ЬпР)/иц,(10,119)
где Ьиз — общая толщина изоляции в пазу по ширине, при 〃口=1 Ьнз=1,6 мм, при 〃ц=2 ЬИз=2,5 мм (табл 10.20);匕叩=0,3 мм — припуск на сборку полюса по ширине паза.
Полученное по (10. 119) значение ЬСт1 округляют до ближайшего стандартного значения (табл. П.1.2).
Площадь поперечного сечения стержня, мм2,
% = /2@&；(10.120)
Мате
Наименование, марка
Класс В
Класс F
Класс Н
j
Стеклослюднннтовая лента ЛС-ПЭ-994-ТП
Полннмндная пленка ПМ
2
” Слюдопластофолнй ИФГ-Б
Сннтофолнй F
Сннтофолнй Н
3
Лакотканеслюдопласт
ГИТ-ЛСБ-ЛСЛ
Фенилоновая бумага
—
Допуск на укладку обмоткн
—
Общая толщина нзоляцнн в пазу
Таблица 10.20. Изоляция компенсационной обмотка однослойная стержневая; высота оси нагревостойкости В, F, Н
обмотки,нагрево-н6,0—6,6обмотки,нагрево-н6,0—6,6(10.121)(10.121)здесь Ai — плотность тока в стержне компенсационной A/мм?. Значение △】принимают в зависимости от класса стойкости изоляции:
обмотки,нагрево-
н6,0—6,6
обмотки,нагрево-
н6,0—6,6
(10.121)
(10.121)
5,3—5,85,3—5,8Класс нагревостонкости изоляции • . . . В
5,3—5,8
5,3—5,8
Ai, А/мм24,7—5,2
Высоту стержня, мм,
无 СТ1 = %/Ь(П1
округляют до ближайшего стандартного значения и уточняют площадь поперечного сечения стержня 夕卜
Ширина паза в штампе, мм,
耳丄=ип Ьст1 + "з + Ьцр・(10.122)
Плотность тока, А/мм2,
△i = iJ、q*(10.123)
не должна превышать рекомендуемого значения.
Высота паза в штампе, мм,
九 zi =无 cm + 九 из + 九 нп + 九 пр，(10.124)
где /1нз — общая толщина изоляции по высоте паза (табл. 10.20);
/гпр ——припуск на сборку полюса пр высоте (/inp=0,3 мм)*
Размеры паза bni и /i2i округляют до десятых долей миллиметра.
обмотки машин постоянного тока: пазы прямоугольные полузакрытые;
вращения машин 355—500 мм; напряжение — до 1000 В; изоляция — классов
риал
Число слоев
Двусторонняя тол тина изоляции, мм
Толщина, мм
Рисунок, а
Рисунок, б
Класс В
Класс F
Класс Н
Класс Н
Класс F
Класс Н
по ширине
по высоте
по ширине
по вы* соте
0」
0,1
0,05
1 вполнахлеста
2
—
0,8
0,8
0,15
0,16
0,16
4,5
3,5
3,5
U
1,1
1/
М
0,15
0,15
0,15
1
1
1
0,3
0,3
0,3
0,3
0,2
0,4
0,3
0,4
1,6
1,8
2,5
2,6
19—782
289
(10.125)(10.125)Длина стержня, мм,
(10.125)
(10.125)
■СТ1 = ?т + 200.
Стержни соединяют между собой посредством соединительной дуги из неизолированной медной проволоки. Обычно соединение дуги со стержнями выполняют пайкой посредством хомутиков или без них (рис. 10.28,。и 6). В местах разъема станины применяют болтовое соединение дуги со стержнем (рис. 10.28, в) .
Рис. 10.28. Соединение дуг со стержнями компенсационной обмоткн: а — паянное с хомутиками; б — паянное без хомутиков; в — болтовое
Площадь поперечного сечения дуги, мм2,
=厶/aН 龜”(10.126)
где ДД1 — плотность тока в дуге, А/мм2:
&д = (0,8+0,9) Ах-
Больший размер проволоки для соединительной дуги, мм,
% = (1£+1,8)%]・(Ю.127)
Меньший размер проволоки, мм,
'匕 д1=%1/九 дь(10.128)
Стандартные размеры проволоки для соединительной дуги определяют по табл. П.1.2 и П.1.3.
Средняя длина соединительной дуги между стержнями, мм, /ср,п = 4,4&/2.(10.129)
(10.130)(10.130)Активное сопротивление компенсационной обмотки, Ом, Гко = 2ррси Л\・10-з
(10.130)
(10.130)
10.U. ЩЕТКИ И КОЛЛЕКТОР
Размеры щеток определяют соотношение размеров коллектора: уменьшение ширины щеток Ьщ влечет за собой увеличение длины коллектора /к, а применение более широких щеток способствует уменьшению длины коллектора, но при этом расширяется зона коммутации (ширина дуги окружности якоря, в пределах которой находятся коммутируемые секции), что может послужить причиной ухудшения коммутации.
Расчетная ширина щетки, мм,
%《2Н考一№ + %一 彳｝ (10.131) здесь ^з,к — отношение ширины зоны коммутации й3,к к нейтральной зоне главных полюсов Ьн,з 尸т—bPt мм; предельно допустимые значения fe3)K приведены в табл. 10.21; /к — коллекторное деление (10.22); Мц — число щеток на коллекторе; ек—укорочение шага обмотки якоря, принимается всегда со-знаком《плюс》；
% =仇/2团一弘.(10.132)
Полученное значение b] округляют до ближайшего стандартно- го значения (табл. 10.21).
В зависимости от ширины щетки рекомендуются следующие ее длины:
仇中 мм81012,516202532
/щ, мм10; 12,512,5; 1616; 2025; 3225; 32 32 40
Щетки шириной 25 и 32 мм не обеспечивают полного прилега- ния всей поверхности к коллектору. В этом случае щетку раздели* ют на две шириной по 12,5 или 16 мм соответственно или же применяют более узкие щетки, а требуемая расчетная ширина Ь^ достигается раздвижкой щеток на а】в каждом бракете по окружности коллектора путем установки прокладок между бракетами и некоторыми щеткодержателями (рис. 10.29). Перечисленные меры способствуют более надежному щеточному контакту при вибраци- ях и толчках.
Число перекрытых щеткой коллекторных делений
一？ = %/几(Ю.133)
Рекомендуются следующие значения у в зависимости от типа обмотки якоря: для простой волновой у = 2+4; для простой петлевой 7^(Un+O,5); для двухходовой петлевой у>3.
Необходимая контактная площадь всех щеток, мм2,
25щ = 2/2/Дщ,(10.134)
где Дщ—плотность тока в щеточном контакте (табл. 2.2), А/мм2. Необходимая контактная площадь щеток одного бракета, мм2,
Sm,6 = 25贝/2卩(10.135)
'Таблица 10.21
'Q 2. мм
70—100
Более 100
До 200
Более 200 до 400
Более 400
Предельно допустимые значения &з,к
0,75
0,75
0,70
0,60
Стандартная ширина щетки dm, мм
8; 10
10; 12,5;
16,25
20; 25
25; 32
Используя значение ширины щетки 6总,принятую по табл. 10.21, определяют требуемую длину щетки, мм,
/' =S Jb .(ЮД36)
Полученное значение округляют до стандартного значения /щ, а затем определяют требуемое количество щеток на один бракет
Мц,6 nsm,б/6щ/щ.(10.137,
Полученное значение 汽出抬 округляют до ближайшего целого числа.
Затем определяют плотность тока под щеткой, А/мм2,
Ащ- 272/^.бйщ /щ 2р,(Ю.138)
которая не должна превышать допустимого значения Ащ, принятого по табл. 22
Рис. 10.29. Расположение щеток на коллекторе в шахматном порядке
Для равномерного износа поверхности коллектора щетки на бракетах располагают в шахматном порядке: щетки одной половины всех бракетов смещают вдоль коллектора относительно щеток другой половины бракетов на аг, как это показано, например, на рис. 10.29.
Активная длина коллектора при шахматном расположении щеток, мм,
(厶+ 8)+ 10. (10.139)
Ширина коллекторной пластины, мм,
Ьк = /к — Ь”з,(10」40)
где Ьиз — толщина изоляционных прокладок мемду коллекторными пластинами: при Л^315 мм Ьц3=0,8 мм; при Л>315 мм 5Из = 1.
РАСЧЕТ КОММУТАЦИИ
Задачей расчета коммутации является определение возможно* ст и работы машины при номинальной нагрузке со степенью искрения не более 1(%) по ГОСТ 183-74 (слабое точечное искрение под большей частью края щетки, при котором на коллекторе не остается неустраняемых следов нагара, а щетки остаются неповрежденными) .
Интенсивность искрения на коллекторе, обусловленного коммутационными причинами, зависит от реактивной ЭДС, наводимой в коммутируемой секции, В,
Ер = 2wc2liA2v2'kAG-5,Ер = 2wc2liA2v2'kAG-5,(10.141)(10.141)
Ер = 2wc2liA2v2'kAG-5,
Ер = 2wc2liA2v2'kAG-5,
(10.141)
(10.141)
где wC2 — число витков секции обмотки якоря;乙——расчетная длина якоря, мм; Л2 —линейная нагрузка, А/м; v2=^D2n-10~3/60 —— окружная скорость якоря, м/с;九一приведенный коэффициент магнитной проводимости коммутируемой секции.
Для машин с высотой оси вращения /z^315 мм коэффициент 入 определяется следующими выражениями:
при овальных полузакрытых пазах на якоре (см. рис. 10.8, а)
X = 0,6 垦十一^ ++ 包5.1串 里; (10.142)
при прямоугольных открытых пазах на якоре (см. рис. 10.8, бив)
入= 0,6&- + &н——込竺竺(10.143) Ь口2 厶3G2 4 4力 P
Для машин с высотой оси вращения 九=355子500 мм, работающих при более напряженных условиях коммутации, коэффициент 九 равен
入= ^7% + " +統^(Ю.144)
В это выражение входят коэффициенты магнитных проводимостей рассеяния между стенками паза 九切 коронками зубцов 九z лобовых частей обмотки якоря Хл. Для расчета этих коэффициентов пользуются выражениямиВ это выражение входят коэффициенты магнитных проводимостей рассеяния между стенками паза 九切 коронками зубцов 九z лобовых частей обмотки якоря Хл. Для расчета этих коэффициентов пользуются выражениямиnlu一 一nlu一 一L 1: 一n•一L 1: 一n•一
В это выражение входят коэффициенты магнитных проводимостей рассеяния между стенками паза 九切 коронками зубцов 九z лобовых частей обмотки якоря Хл. Для расчета этих коэффициентов пользуются выражениями
В это выражение входят коэффициенты магнитных проводимостей рассеяния между стенками паза 九切 коронками зубцов 九z лобовых частей обмотки якоря Хл. Для расчета этих коэффициентов пользуются выражениями
nlu一 一
nlu一 一
L 1: 一n•一
L 1: 一n•一
Таблица 10.22
ft, мм
Тип обмотки якоря
Предельные значения /, В
80—200
225—315
225—500
Петлевая (при 2P=2) и волновая 2P=4) с о»с2>1
Волновая
Петлевая и комбинированная
(при
2,5—3»5
4-5
8—12
Коэффициент 九л равен 0,75 при бандаже обмотки якоря из магнитной проволоки и 0,5 при бандаже из стеклоленты или немагнитной проволоки.
Величина 4〃'，вошедшая в (10.144), представляет собой число одновременно коммутируемых секций. Значение этой величины определяют по рис. 10.31 в зависимости от ип, ек и относительной ширины щетки
『%/辅 + (1+&/p)•(Ю.147)
Для обеспечения удовлетворительной коммутации необходимо, чтобы реактивная ЭДС при наиболее неблагоприятных условиях работы машины (максимальная частота вращения якоря, перегруз* ка и т. п.) не превышала предельных значений (табл. 10.22).
Меньшие значения Ер относятся к быстроходным машинам (О2>40 м/с), а большие ——к тихоходным.
ПОТЕРИ И КПД. ХАРАКТЕРИСТИКИ МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА
Сумма потерь в машине постоянного тока, кВт,
WP - (Рм2 + %2 + %В + 厶m + %щ + Рмех + Рз) • ЮТ (10.148) где РМ2—магнитные потери в сердечнике якоря, Вт; Рэ2 — электрические потери в обмотке якоря, Вт; P9jB — электрические потери в обмотке возбуждения, Вт; РЭ,П1 ——электрические потери в обмотках статора, включенных последовательно в цепь якоря (добавочных полюсов, стабилизирующей, компенсационной), Вт; Рав — электрические потери в переходном щеточном контакте, Вт; Рмех— механические потери (потери на трение и вентиляцию), Вт; РДОб— добавочные потери, Вт.
Магйитные потери в сердечнике якоря, Вт,
Рм2 = 2,3%, 0/5。仇/50)В (纥2 Gz2 + 纥 2 GJ(10.149)
здесь Bz2 и Bg2 ——магнитная индукция в зубцах и спинке якоря, Тл; GZ2 — масса стали зубцов якоря, кг:
при овальных полузакрытых пазах (см. рис. 10.8, а)
Gz2 = 7,8.10-6 Z2 йг2 (/1П2 + ^±^ /. ^с2.(10.150)
при прямоугольных открытых пазах (см. рис. 10.8, 6)
G^ ~ 7,8 • 10 ‘Z2bz2CQ 九z2 4 瓦2；(10.151)
Gc2 一 масса стали спинки якоря, кг:
при отсутствии аксиальных вентиляционных каналов
б。? = 7,8・ 10—65/4)[s-2/)2 — О嘉]厶良2；(10.152)
при наличии в якоре аксиальных вентиляционных каналов диаметром % (мм)
Gs = 7,8• 10 {(л/4) [(D2 — 2厄2)2 — Q『bh —庶2 &2〕}% Лс2. (10.153)
Коэффициент 2,3 в (10.149) учитывает увеличение магнитных потерь, обусловленных технологическим процессом изготовления
Рис. 10.32. Значения 2,ЗР1.о/5О(/2/5О)===f(&)Рис. 10.32. Значения 2,ЗР1.о/5О(/2/5О)===f(&)Рис. 10.33. Потери на трение в подшипниках качения н на вентиляцию
Рис. 10.32. Значения 2,ЗР1.о/5О(/2/5О)==
=f(&)
Рис. 10.32. Значения 2,ЗР1.о/5О(/2/5О)==
=f(&)
сердечника якоря. Для упрощения расчетов при определении магнитных потерь в сердечнике якоря можно воспользоваться рис. 10.32.
Электрические потери в обмотке якоря, Вт, 尸式 N/^НОМ「2, (10.154)
где /гном — уточненное значение тока в цепи якоря при номинальной нагрузке, А:
для двигателя
&ом = Оном - Е2HoM - А^7щ)/2г;(10.155)
для генератора
^гном = (^2ном — Urom — AU/a；(10.155a)
At/щ — переходное падение напряжения в щетках, принимают по табл. 2.2 в соответствии с выбранной маркой щеток, В; 2г-г сум-
ма сопротивлений обмоток, включенных в цепь якоря, при расчетной рабочей температуре, Ом:
» = Q + % + 厂口 + Гк；(10.156)
Е2HoM ——ЭДС якоря при номинальной нагрузке, В:
旦睜=礬①% 。m・(10.157)
60а2
Электрические потери в обмотке главных полюсов при независимом или параллельном возбуждении, Вт,
2,в = U訪в,(10.158)
где Ub ——напряжение на выводах обмотки возбуждения, В.
Электрические потери в обмотках статора, включенных последовательно с обмоткой якоря, Вт,
Рэ,п1 =忌。м(G + 〃 + Гк)'(10.159)
где「口一 сопротивление обмотки добавочных полюсов (10.104), Ом;
гс — сопротивление стабилизирующей обмотки (10.97), Ом; гк — сопротивление компенсационной обмотки (10.130), Ом.
Электрические потери в переходном щеточном контакте, Вт,
=(10-160)
Механические потери, Вт,
Рмех = Рт,щ + Рт,п,в，(10.161)
Здесь Рт,п,в — потери на трение в подшипниках и на вентиляцию, определяют по рис. 10.33; Рт,щ — потери на трение щеток о коллектор,^!：
^,щ = 0>5SS[Ц^к.(10.162)
где 5Щ —контактная площадь всех щеток (10.134), мм2; ик——окружная скорость коллектора (10.21), м/с.
Добавочные потери при номинальной нагрузке, Вт: у некомпенсированных машин
Рдоб = 0,01Рном/П；°м • 10~3;(10.163)
у компенсированных машин
厶。6 = 0,005PmM/П；°м・ 10—3,(10.164)
где 仙叫一предварительное значение КПД машины при номинальной нагрузке (см. табл. 10.1 и рис. 10.2).
Добавочные потери при нагрузке, отличающейся от номинальной, Вт,
^доб =尸 з ₽2；(10.165)
здесь р — коэффициент нагрузки:
В = ‘2〃 2Hoм；(10.166)
Ла ——ток якоря при неноминальной нагрузке двигателя, А.
296
Коэффициент полезного действия машины постоянного тока: двигателя
加=l — WP/2，(10.167)
где Pi ——потребляемая двигателем мощность, кВт;
генератора
亠=2/(尸2 + 2尸)，(10.167а)
где 2 — полезная мощность генератора, кВт:
Р2 =力"•107；(10.1676)
здесь /=，2—，в・
Для расчета рабочих характеристик двигателя следует задаться рядом значений коэффициента нагрузки §, например 0,2; 0,5; 0,75; 1,0; 1,25, и для каждого из них рассчитать требуемые параметры двигателя: частоту вращения и, потребляемый ток /, потребляемую мощность Р, суммарные потери SP, полезную мощность Р2, момент на валу М2, КПД т)д.
Частота вращения двигателя параллельного (независимого) возбуждения, об/мин,
п = 60а2 E2/pN^t(10.168)
где
E2 = U30M-(I^r + ^.(10.169)
Подводимая мощность, кВт,
尸1 = и^ОМ/2 + Рэ,в.(10.170)
Потребляемый ток при параллельном возбуждении, А,
/ = Л + ^Иом/Гв.(10.171)
Суммарные потери WP определяют по (10.148) — (10.165). Момент на валу двигателя, Н・м, .М2-9,55Р2-103/и;(10.172)
здесь 尸2 — полезная мощность двигателя, кВт: A"i —2尸・(10.173)
Коэффициент полезного действия двигателя определяют по (10.167).
Результаты расчета заносят в таблицу, аналогичную табл. 10.24, а затем строят рабочие характеристики (см. рис. 10.43).
Свойства генератора постоянного тока определяют внешней характеристикой U=f(/2) при неизменной частоте вращения (п = =const).
U = E2-(I2^r + ^,U = E2-(I2^r + ^,(10.174)(10.174)Для расчета этой характеристики следует задаться рядом значений коэффициента нагрузки р, например 0,2; 0,5; 0,75; 1,0; 1,25, и для каждого из них определить напряжение на выводах генератора, В,
U = E2-(I2^r + ^,
U = E2-(I2^r + ^,
(10.174)
(10.174)
(10.175)(10.175)где
(10.175)
(10.175)
厶=В/2НОМ> электродвижущая сила генератора, В,
£2 = ^2Фпном/60а2.(10.176)
УПРОЩЕННЫЙ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ МАШИНЫ постоянного тока
В основу упрощенного теплового расчета машин постоянного тока положены сведения, изложенные в § 3.4. В настоящем параграфе приведены уточняющие положения расчета применительно к машине постоянного тока.
才4才414144228 6 4 2 仞?(3。号卓白?*м м % 仞 8 6 4 274228 6 4 2 仞?(3。号卓白?*м м % 仞 8 6 4 27
才4
才4
14
14
4
2
28 6 4 2 仞
?(3。号卓白?*
м м % 仞 8 6 4 27
4
2
28 6 4 2 仞
?(3。号卓白?*
м м % 仞 8 6 4 27
Рнс. 10.34. Средние значения аг：
а — при，卩=2; б — при 2р—4
Обмотка якоря. Превышение температуры поверхности сердечника якоря над температурой воздуха внутри машины, ℃,
△®= &2(2/2〃СР2)+Ем2(10.177)
(л£)3 4* Лк2 盡2)”2 а2 I
где а2 — коэффициент теплоотдачи с поверхности сердечника якоря, Вт/(мм2-℃), значения которого приведены на рис. 10.34.
Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки якоря,
Д0И32 =匀(2訖ст)也十号)；(10.178)
здесь П2 — периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения паза якоря, мм:
при овальных полузакрытых пазах
П2 = 0,5л (dn2 + d^ + 2九成；(10.179)
при прямоугольных открытых пазах
П2 = 2(%2 + 也)(Ю.180)
入;кв ——эквивалентный коэффициент теплопроводности изоляции обмотки из круглого провода (см. рис. 6.7), Вт/(мм2-℃); Хэкв —— эквивалентный коэффициент теплопроводности пазовой изоляции и изоляции лобовых частей с учетом воздушных промежутков, Лэкв= 16-10~5 Вт/(мм2-℃); С&2 — односторонняя толщина изоляции по ширине паза якоря, мм.
Для обмоток якоря из жестких секций первое слагаемое в скобках выражения (10.178) принимают равным нулю.
Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей обмотки якоря над температурой воздуха внутри машины при отсутствии аксиальных вентиляционных каналов в якоре, ℃,
(10.181)(10.181)А&2 = ■ Р32 ⑵л〃 /с02).
(10.181)
(10.181)
2л£)2 /в2 а?
при наличии в сердечнике якоря аксиальных каналов значение Д0Л2, рассчитанное по (10.181), следует уменьшить в 2 раза.
Перепад температуры в изоляции лобовых частей обмотки якоря, ℃,
Д0ИЗ.Л2 =(9182) "2丄52包2，8%кв а8Кв y
где ПЛ2 ——периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения лобовой части одной катушки якоря, мм:
для овальных полузакрытых пазов
nЛ2 =0，5(1 + 冗⑵(dn2 + dn2)+ /1Л2；(10.183)
для прямоугольных открытых пазов
ил2^2 仇 2 + 啞)；(Ю.184)
Сл2 — односторонняя толщина изоляции лобовой части обмотки якоря.
Для обмоток якоря из жестких секций первое слагаемое в скобках выражения (10.182) принимают равным нулю.
Среднее превышение температуры обмотки якоря над температурой воздуха внутри машины, ℃,
А02 二当(A@n°B2 + А0И32)+ 师(厶％2 + 厶&3,“2(10.185) 2cp2/сра/
Среднее превышение температуры воздуха внутри машины над температурой охлаждающей среды, ℃,
A0B = SP7SMaB,(Ю.186)
где WP' — сумма всех потерь, за исключением доли потерь в обмотках главных и добавочных полюсов, а также пазовой части компенсационной обмотки, передаваемая через наружную поверхность станины непосредственно в окружающую среду машины, Вт.
Для машин защищенного исполнения IP22
2P^SP-0,l(P в + Рэп1).(10.187)
Условная поверхность охлаждения машины, мм2,
SM-nA(/2 + 2ZB2).(Ю.188)
Среднее значение коэффициента ав, учитывающего подогрев воздуха, определяют по рис. 10.35.
Среднее превышение температуры обмотки якоря над температурой охлаждающей среды, ℃,
Д02 = Д0； + А0В.(10.189)
Обмотка возбуждения. Превышение температуры наружной поверхности охлаждения многослойной катушки над температурой воздуха внутри машины, ℃,
А",в = °，9Рзв/2р5к,в%. (10.190)
Условная поверхность охлаждения, мм2,
S%B =S%B =， П'ср,к 丄丄к,в‘， П'ср,к 丄丄к,в‘(10.191)(10.191)
S%B =
S%B =
， П
'ср,к 丄丄к,в‘
， П
'ср,к 丄丄к,в‘
(10.191)
(10.191)
где ПКзв — периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения катушки, мм. При определении Пк,в следует воспользо-
^ ж7 р.^^>^-^'1^ ж7 р.^^>^-^'10 1000 100200300200300400 Р^;мм400 Р^;ммРнс. 10.35. Средние значения авРнс. 10.35. Средние значения авРис. 10.36. Поверхность охлаждения полюсной катушки обмоткн возбужденияРис. 10.36. Поверхность охлаждения полюсной катушки обмоткн возбуждения
^ ж
7 р.^^>^-^'1
^ ж
7 р.^^>^-^'1
0 100
0 100
200300
200300
400 Р^;мм
400 Р^;мм
Рнс. 10.35. Средние значения ав
Рнс. 10.35. Средние значения ав
Рис. 10.36. Поверхность охлаждения полюсной катушки обмоткн возбуждения
Рис. 10.36. Поверхность охлаждения полюсной катушки обмоткн возбуждения
ваться эскизом межполюсного окна, выполненным в масштабе (рис. 10.36). При этом поверхность катушки, прилегающая к сердечнику полюса, не учитывается; поверхность, прилегающая к изоляционным рамкам, учитывается с коэффициентом 0,3; поверхность в аксиальных каналах секционированных катушек учитывается с коэффициентом 0,5; наружная поверхность катушки учитывается полностью. Средние значения периметра катушки возбуждения представлены на рис. 10.37.
Коэффициент теплоотдачи с наружной поверхности охлаждения катушки возбуждения ai определяют по рис. 10.38.
Перепад температуры в изоляции катушки, ℃,
А"зкв=°，9А"зкв=°，9Рз,В2р§к,вРз,В2р§к,в%П18 九 ЗКВ%П18 九 ЗКВ
А"зкв=°，9
А"зкв=°，9
Рз,В2р§к,в
Рз,В2р§к,в
%П1
8 九 ЗКВ
%П1
8 九 ЗКВ
где Ьк,т и &из,ш—ширина катушки и односторонняя толщина наружной изоляции катушки, мм.
Для катушек без наружной изоляции Ьнз>ш = 0. Для-катушек из провода прямоугольного сечения первое слагаемое в скобках равно нулю.. При круглых обмоточных проводах и пропитке катушек лаком 入金в принимают по рис. 6.7,
если же катушки компаундированы, то 入\, принятое по рис. 6.7, увеличивают в 2 раза. Коэффициент 入зкв=16・ 10-5 Вт/(мм2-℃).если же катушки компаундированы, то 入\, принятое по рис. 6.7, увеличивают в 2 раза. Коэффициент 入зкв=16・ 10-5 Вт/(мм2-℃).Рис. 10.37. Средние значения Пк,в:У — сплошные катушки при 2P=2; 2— то же, при 2р®=4; 3 — секционированные катушкн при 2р = 4Рис. 10.37. Средние значения Пк,в:У — сплошные катушки при 2P=2; 2— то же, при 2р®=4; 3 — секционированные катушкн при 2р = 476 5 4 3 2--•:-、声ах76 5 4 3 2--•:-、声ах%%22мммм
если же катушки компаундированы, то 入\, принятое по рис. 6.7, увеличивают в 2 раза. Коэффициент 入зкв=16・ 10-5 Вт/(мм2-℃).
если же катушки компаундированы, то 入\, принятое по рис. 6.7, увеличивают в 2 раза. Коэффициент 入зкв=16・ 10-5 Вт/(мм2-℃).
Рис. 10.37. Средние значения Пк,в:
У — сплошные катушки при 2P=2; 2— то же, при 2р®=4; 3 — секционированные катушкн при 2р = 4
Рис. 10.37. Средние значения Пк,в:
У — сплошные катушки при 2P=2; 2— то же, при 2р®=4; 3 — секционированные катушкн при 2р = 4
76 5 4 3 2
--•:-、声ах
76 5 4 3 2
--•:-、声ах
%
%
2
2
мм
мм
Рис. 10.38. Средние значения а】： а — при 2р=2; 6 — прн 2р—4
Среднее превышение температуры обмотки возбуждения над температурой воздуха внутри машины, ℃,
А9к,в = А@%в + А@нз,к,в.(10,193)
Среднее превышение температуры обмотки возбуждения над температурой охлаждающей среды, ℃,
А0о,в = Д@к,в + А©в,(10.194)
где Д0в определяют по (10.186).
Если плотность тока в стабилизирующей обмотке не превышает плотности тока в обмотке добавочных полюсов, то тепловой расчет стабилизирующей обмотки можно не проводить.
Обмотка добавочных полюсов. Превышение температуры наружной поверхности катушки добавочного полюса над температурой воздуха внутри машины, °C,
АЕ 屈=392,д/2历 S 口 а；,(10.195)
где Рэ>д=/2Гд — электрические потери в обмотке добавочных полюсов, Вт; 5Д ——условная поверхность охлаждения катушки добавочного полюса, мм2.
Для многослойных катушек из изолированного провода
S“ =厶一口(10.196)
Д ср,д к,д'、/
где Пк,д — периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения полюсной катушки, мм.
Указания к определению Пк,в относятся и к определению Пк>д (см. рис. 10.36). Средние значения Пк,д приведены на рис. 10.39:
S„ = Q以®к/+ 0,6Ь),(10.197)
где а и & — высота и ширина шины, мм.
Средние значения коэффициента теплоотдачи а； для машин со степенью защиты IP22 приведены на рис. 10.40.
Перепад температуры в изоляции многослойных катушек добавочных полюсов, °C,"
Д0Д0И3,к,дИ3,к,д— ПО *э,д / Ьк,Д— ПО *э,д / Ьк,Д(10.198)(10.198)
Д0
Д0
И3,к,д
И3,к,д
— ПО *э,д / Ьк,Д
— ПО *э,д / Ьк,Д
(10.198)
(10.198)
где &к,д—ширина катушки добавочного полюса, мм; ЬИз,д=0,2 MM— односторонняя толщина дополнительной изоляции катушки добавочного полюса； при отсутствии такой ИЗОЛЯЦИИ Ьнз,д = 0；九;侬 Н 九акв определяют так же, как и для обмотки возбуждения; для катушек из провода прямоугольного сечения первое слагаемое в скобках равно нулю.а
Среднее превышение температуры обмотки добавочных полюсов над температурой воздуха внутри машины, ℃,
Аk也,方 +岷3 2・(399)
Среднее превышение температуры обмотки добавочных полюсов над температурой охлаждающей среды, ℃,
吗=Д@； д + Д©в,(10.200)
где Д0в определяют по (10.186).
Компенсационная обмотка (стержневая). Превышение температуры поверхности полюсного наконечника главного полюса над температурой воздуха внутри машины, ℃,
^ = Q^(P^+P^Snav(10.201)
где Р》,ст ——электрические потери в стержнях компенсационной обмотки, Вт:
鼻,5 = /i 2Ppcu M Ze • 10—3/成 G；(10.202)
Ram — добавочные магнитные потери в полюсных наконечниках, обусловленные пульсацией магнитной индукции, Вт:
丁 = @田医一1)线写2(第广*詳■ •(10.203)
от толщины листовот толщины листовКоэффициент 尼ц,н принимают в зависимости главного полюса:
от толщины листов
от толщины листов
Толщина листов, мм . ^п,нТолщина листов, мм . ^п,н55л^ъ55л^ъо 81- 2о 81- 25 о5 о•°'2 о^к^.•°'2 о^к^.
Толщина листов, мм . ^п,н
Толщина листов, мм . ^п,н
55л^ъ
55л^ъ
о 8
1- 2
о 8
1- 2
5 о
5 о
•°'2 о^к^.
•°'2 о^к^.
В (10.203) Ьщ,н ——длина дуги полюсного наконечника, мм; /т — длина главного полюса, мм.Условная поверхность охлаждения полюсных наконечников главных полюсов, мм2.В (10.203) Ьщ,н ——длина дуги полюсного наконечника, мм; /т — длина главного полюса, мм.Условная поверхность охлаждения полюсных наконечников главных полюсов, мм2.Sa — 2pbmHlm.Перепад температуры в изоляции стержней, ℃,А©из1 = 0,9 &£Т1. Ь^ , SctI ^эквSa — 2pbmHlm.Перепад температуры в изоляции стержней, ℃,А©из1 = 0,9 &£Т1. Ь^ , SctI ^экв(10,204)(10.205)(10,204)(10.205)
В (10.203) Ьщ,н ——длина дуги полюсного наконечника, мм; /т — длина главного полюса, мм.
Условная поверхность охлаждения полюсных наконечников главных полюсов, мм2.
В (10.203) Ьщ,н ——длина дуги полюсного наконечника, мм; /т — длина главного полюса, мм.
Условная поверхность охлаждения полюсных наконечников главных полюсов, мм2.
Sa — 2pbmHlm.
Перепад температуры в изоляции стержней, ℃,
А©из1 = 0,9 &£Т1. Ь^ , SctI ^экв
Sa — 2pbmHlm.
Перепад температуры в изоляции стержней, ℃,
А©из1 = 0,9 &£Т1. Ь^ , SctI ^экв
(10,204)
(10.205)
(10,204)
(10.205)
Рис. 10.39, Средние значения Пк,д：Рис. 10.39, Средние значения Пк,д：/ — многослойные катушки при 2P=-2； 2 — то же при 2P=«4； 3 — однослойные катушкн из голой неизолированной меди для некомпенсированных машин при 2р=*4; 4 — то же для компеисироваииых машин/ — многослойные катушки при 2P=-2； 2 — то же при 2P=«4； 3 — однослойные катушкн из голой неизолированной меди для некомпенсированных машин при 2р=*4; 4 — то же для компеисироваииых машинРнс. 10.40. Средние значения а гРнс. 10.40. Средние значения а г
Рис. 10.39, Средние значения Пк,д：
Рис. 10.39, Средние значения Пк,д：
/ — многослойные катушки при 2P=-2； 2 — то же при 2P=«4； 3 — однослойные катушкн из голой неизолированной меди для некомпенсированных машин при 2р=*4; 4 — то же для компеисироваииых машин
/ — многослойные катушки при 2P=-2； 2 — то же при 2P=«4； 3 — однослойные катушкн из голой неизолированной меди для некомпенсированных машин при 2р=*4; 4 — то же для компеисироваииых машин
Рнс. 10.40. Средние значения а г
Рнс. 10.40. Средние значения а г
где &из1 ——односторонняя толщина изоляции в пазу главного полюса, мм:
ЙИЭ1 = (%L — 〃口 Ьцр)/2;(10.206)
Scti ——условная поверхность охлаждения стержней в пазах, мм2:
£『2% Мт；(10.207)
Hi ——периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения паза, мм:
pи1=2(砧 + %).(Ю.208)
Среднее превышение температуры поверхности соединительных дуг компенсационной обмотки над температурой воздуха внутри машины, ℃,
А® =Р /S а：,(10.209)
Д.К9,人记 _4K 51，*/
где 尸з,а,н — электрические потери в соединительных дугах компенсационной обмотки, Вт:
Рэ,д,к =/； 2ppcu М 2ср,д J。3/片击；(10.210)
Sa,к ——условная поверхность охлаждения дуг компенсационной обмотки, мм2:
Рнс. 10.41. Средние значения а^олРнс. 10.41. Средние значения а^ол= 2№」р" (%+%)'•(0211)
Рнс. 10.41. Средние значения а^ол
Рнс. 10.41. Средние значения а^ол
Среднее превышение температуры компенсационной обмотки над температурой воздуха внутри машины, ℃,
А®，= (A®in + А6Из1) /ст1 + А6*н /ср再 %Т1 + ^ср.д
(10.212)
Среднее превышение температуры компенсационной обмотки над температурой охлаждающей среды, ℃,
Д@к = Д@к + Л@в. (10.213)
Коллектор. Превышение температуры наружной поверхности коллектора над температурой воздуха внутри машины,
a然。L化皿+%1属凸。"，(10.214)
где SrojF——условная поверхность охлаждения коллектора, мм2:
•^КОЛ =冗Dr 4；(10.215)
аКОл — коэффициент теплоотдачи наружной поверхности коллектора (рис. 10.41).
Превышение температуры коллектора над температурой охлаждающей среды (℃) для машин защищенного исполнения (IP22) со способом охлаждения ICO1:
при входе охлаждающего воздуха со стороны коллектора
А%” = А%“；(1°・216)
при входе охлаждающего воздуха со стороны, противоположной коллектору,
А%” = А%“ + 2А..(10.217)
ПРИМЕР РАСЧЕТА ДВИГАТЕЛЯ ПОСТОЯННОГО ТОКА
Задание. Рассчитать двигатель постоянного тока на базе серии 2П. Исходные данные:
номинальная мощность РНом=75 кВт;
номинальное напряжение сети t/HoM=220 В;
номинальная частота вращения пНОм=1500 об/мнн;
высота оси вращения Я=250 мм;
степень защиты IP22;
способ охлаждения ICO1;
способ возбуждения — параллельное с последовательной стабилизирующей обмоткой;
максимальная частота вращения nmax=2200 об/мнн;
класс нагревостойкостн изоляции F;
режим работы——продолжительный.
/. Главные размеры двигателя
Предварительное значение КПД при номинальной нагрузке (табл, 10.1) %ом = 0,89.
Расчетная мощность двигателя (10.2)
А =坛Phom = 1,07*75 == 80,25 кВт, где 1,07.
Наружный диаметр якоря и число главных полюсов (табл. 10.2) £)2= =258 мм; 2P = 4.
Предварительное значение коэффициента полюсного перекрытия по (рнс. 10.3) прн 2P=4 и £>2=258 мм а； = 0,65.
Предварительное значение максимальной магнитной индукции в воздушном зазоре (рнс. 10.4) В】 = 0,77 Тл.
Предварительное значение линейной нагрузки (рнс. 10.5) Л^=380-102 А/м.
Расчетная длина сердечника якоря (4.14)
6,1・1012р^6,1・ 1012.80,25
/； == -—= 258 мм.
k»'{nH0MDlB^1.1.0,65.1500.25^.0,77-380.10^
Коэффициент длины сердечника якоря (10.3) Х=/</D2=258/258 = 1,00, что находится в пределах рекомендуемых значений (рис. Ю.6.).
Внутренний диаметр сердечника якоря (10.4)
Авл = 0,311)2 = °，31・258 = 80 мм.
2. Дополнительные размеры
В соответствии с табл. 10.4 принимаем: марка электротехнической стали сердечника якоря — 2312; форма пазов на якоре — прямоугольные открытые (см. рнс. 10.8,6)； тнп обмоткн якоря ——нз жестких катушек.
В соответствии с табл. 10.5 предусматриваем в сердечнике якоря аксиальные вентиляционные каналы в одни ряд, число каналов пК2=1В, диаметр одного канала &кз=18 мм.一
Конструктивная длина сердечника якоря Z2=/i=258 мм.
Воздушный зазор эксцентричный. По рнс. 10.9 принимаем 6=2,0 мм, тогда 6min = 2,0/l,5= 1,33 ММ； 6тах = 2,02 = 4,0 мм.
Длина сердечника главного полюса /т=Ь=258 мм.
Предварительное значение высоты главного полюса (рнс. 10.11) hm = =80 мм.
Полюсное деление (10.7)
т — nD2/2p = л-258/4 == 202 мм.
Магнитная индукция в сердечнике главного полюса Вт =1,65 Тл.
Ширина сердечника главного полюса (10.6)
В；а；0,77-0.65.202-1,2〜
-77 ММ.
кд Вт0,95-1,65
10. Ширина выступа полюсного наконечника главного полюса (рис. 10.10) Мн = 0,106m = 0,10-77 т 8 мм.
Высота полюсного наконечника в основании выступа (10.8)
线о 77
Лтн = 7 石£— Sp — M) = 1 J 1 ar •“ (131 — 77) = 15 ЫМ>
где длина полюсного наконечника (10.9)
% = а" = °，65・202 = 131 мм.
Сердечники главных и добавочных полюсов изготавливаем из электротехнической стали марки 3411 толщиной 1 мм (左с=0,98).
Длина сердечника добавочного полюса /д=/2=258 мм.
Ширина сердечника добавочного полюса (рис. 10.13) &д=30 мм.
Число добавочных полюсов 2рд=4.
Воздушный зазор между якорем и добавочным полюсом (рис. 10.14) 6д=5 мм.
Длина станины (10.10, а)
/ci =厶 + 財*г = 258 + 0,65'202 = 400 мм,
где 比=0,65. Материал станины — сталь марки СтЗ.
Толщина станины (10.10)
宁，瓦&似/勾0,77-0,65.202.1,2-258 ЛЛ
==а 32
V2В〃52.1,28-400*
где Вс I = 1,28 Тл.
Внутренний диаметр станины (10.11)
5вн = 5 + 2血皿 + 2% + 26 = 258 + 2・ 1,33 + 2・80 + 2・2 = 425 мм.
Наружный диаметр станины
Pi = 5вн + 2йс| == 425 + 2*32 = 489 мм.
Обмотка якоря
Номинальный ток якоря (10.16)
/яном =学空旦(1 — &)= ：：；鼠(1 — 0,02) = 375 А.
(ИОМ и иом
Так как /2ном<700 А, то в соответствии с табл. 10.6 принимаем простую волновую обмотку якоря 2a2= 2.
Принимаем зубцовое деление 仁 30 мм.
Число пазов якоря (10.18)
Z2 = RD』h = л* 258/30 = 27 пазов,
что удовлетворяет требованиям табл. 10.7,
Число эффективных проводников в обмотке якоря (10.17)
N, = Ло лР -2ajZ* -IO3 = 380-102 л- 258-2/375-103 = 164. 24 N /HUM
Таблица 10.23
№ варианта
ып
11A
% мм
% мм
С2 2K
%，в
1
27
180
20,9
3
32,6
2
54
180
10,5
1,5
16,3
3
81
180
7,0
1
10,9
Принимаем №=162, тогда
N2IZ2 = 162/27 = 6.
Диаметр коллектора (10.2 0) 27Kse0,70/>2=0,7・2 58"*18 0 мм, что соответствует стандартному значению Z?K.
Максимальная окружная скорость на коллекторе (10.21) итах=^кПтах1 60- 103=л 180-2200/60-103 = 20,7> м/с, что не превышает допускаемого значения 40 м/с.
Составляем таблицу вариантов (табл. 10.23),
Так как напряжение UK не должно превышать 16 В, принимаем вариант № 3, т. е. ып=3; /C=Za=81; ^к=7,0 мм; о/с2=1； ^к=Ю,9 В.
Шаги обмотки якоря:
первый частичный шаг по якорю (10.14)
Уг = (Z〃2p)干 е = (81/4) -0,25 = 20;
шаг обмотки по коллектору (10.14а)
勿=(К 干 1)/р=(81-1)/2 = 40;
шаг обмотки по реальным пазам (10.12)
Уг = (Z?/2p)干 е = (27/4) + 0,25 = 7・
Уточненное значение линейной нагрузки (10.24)
力2 =力2 =N? ‘2Н0М2a2 лР2-10—3N? ‘2Н0М2a2 лР2-10—3162・3752-я 258-Ю-з162・3752-я 258-Ю-з= 375-102 А/м,= 375-102 А/м,
力2 =
力2 =
N? ‘2Н0М2a2 лР2-10—3
N? ‘2Н0М2a2 лР2-10—3
162・375
2-я 258-Ю-з
162・375
2-я 258-Ю-з
= 375-102 А/м,
= 375-102 А/м,
где Л^2=2ип^2а；с2=2,3,27,1 = 162.
4・ Пазы якоря прямоугольные, открытые по р〃с. 10.8,6
Частота перемагничивания якоря (10.26)
/г — рлном/60 = 2* 1500/60 = 50 Гц.
42 Ширина зубца якоря в его основании (10.46)
樓т5 = %瓦/%42mg = 30・0,77/0,95・2,3=10,6 мм,
ГДе Bz2max~2t3 Тл.
Высота зубца якоря (рис. 10.16)
九Z2 = 32 мм.
Высота спинки якоря (10.29)
厶 °2 — Авн *(258 — 80)
力С2 =~—力z2 —Г— 32 = 57 мм.
Магнитная индукция в спннке якоря (10.28)
2-0,95^57 ——18 \32-0,95^57 ——18 \30,77-0,65-2020,77-0,65-202= 1,18 Тл,= 1,18 Тл,
2-0,95^57 ——18 \3
2-0,95^57 ——18 \3
0,77-0,65-202
0,77-0,65-202
= 1,18 Тл,
= 1,18 Тл,
что не превышает допустимого значения Вс2= 1,4 Тл.“
46 Ширина паза (10.47)
冗(。2 —2%2)厶冗(258—2・32)»
%2 ~~— %27И£П — — 10,6 — 11,96 мм.
Высота бандажных канавок 力6=3 мм.
Толщина изоляции по высоте и ширине паза якоря при 侬с2=1 и 〃近=3 (табл. 10.11) &2=4,8 мм, Сь2==1,7 мм.
Допустимая высота прямоугольного провода с витковой изоляцией (10.48)
，(力 Z2 ——力 6 —力 up)(32 •—4,8—3—0,3)
;= 5,97 мм.
Nh4
В целях ограничения эффекта вытеснения тока в проводах обмотки якоря разделяем эффективный провод по высоте на два, т. е. принимаем количество проводов по высоте паза М=4.
Допустимая ширина прямоугольного провода с витковой изоляцией (10.49)
“из = (% — %2 — "р — %)/〃口 ~ (11,96 — 1,7 — 0,3 — 0,1)/3 = 3,28 мм.
Принимаем обмоточный провод марки ПЭТП-155; допустимая высота * ширина голого провода (10.51) и (10.52)
, 匕=%з — 0,15 = 5,97 — 0,15 = 5,82 мм;
а = а^з — 0,15 = 3,28 — 0,15=3,13 мм.
Принимаем стандартный провод прямоугольного сечения по табл. П.1.2 с размерами без изоляции ctX^=3,0X5,6 мм <72эл= 16,25 мм2; размеры провода с изоляцией аИзХ^из=3,15Х5,75 мм.
Уточненные размеры паза:
по высоте (10.53)
力 zz — Nh%e + С九2 + % + ^пр = 4・5,75 + 4,8 + 3+ 0,3 = 31,1 мм;
по ширине (10.54)
%2 = wn询8 + Gz + %p + ^ск = 3・3,15 + 1,7 + 0,3 + 0,1 = 11,6 мм.
Уточненное значение высоты спинки статора 從2 H 57,9 мм.
Допустимая плотность тока в обмотке якоря (10.39)
Ддоп = (^2 Ддоп)'Ю-6/^2 = 2,25.1011-10-6/(375- 1Q2) = 6 А/мм2;
п0 рис. 10.17 при £>2=258 мм принимаем 力2Адоп = 2,25・ 10"А2/мЗ.
Плотность тока в обмотке якоря (10.38)
厶2 = /аном/2a2 лэл 928n = 375/2• 2• 16,25 = 5,77 А/мм2,
чт0 не превышает допустимое значение плотности тока.
Конструкция изоляции пазовых и лобовых частей обмоткн якоря прн напряжении, не превышающем 600 В, приведена в табл. 10.11.
Размеры секции и сопротивление обмотки якоря
Среднее значение зубцового деления якоря (10.41)
/ср? = л (£>2 — /iz2)/Z2 — л (258 — 31,1)/27 = 26,3 мм.
Средняя ширина секции обмоткн якоря (10.40) Ь&ср = ^срг Ух н 26,3*7 = 184 мм.
Средняя длина одной лобовой части обмоткн (10.55)
^Л2 =―厂''СР 二 + 力 Z2 + 40 =
> 1 — [(Ьц2 + 3,5)〃2]2
184
=—• + 32 + 40 = 288 мм •
/ 1-[(11,6 + 3,5)/30]2
Средняя длина витка обмотки (10.43)
/ср2 = 2 仏 + /Л2) = 2 (258 + 288) = 1092 мм.
Вылет лобовой части обмотки якоря (10.56)
/ — ®ер(6!12 + 3, 5)/%. 力Z2 . 2
B2 2/1 + [仇2 + 3,5)佝2' 2
184(11,6 + 3,5)/30
2/1 工[(11,6 + 3,5)/30]2
PCukp2」°32 (2а)2 Ядл 923nPCukp2」°32 (2а)2 Ядл 923nАктивное сопротивление обмотки якоря (10.45)
PCukp2」°32 (2а)2 Ядл 923n
PCukp2」°32 (2а)2 Ядл 923n
24,4-IO-9-162-1092-103 八八八 八 =0,0166 Ом.
2・22.2，16,25
Расчет магнитной цепи
Предварительное значение ЭДС двигателя при номинальной нагрузке (10.60)
良ном = °，胆ном О + 嗚。м) = 0,5・220 (1 + 0,89) = 208 В.
Полезный магнитный поток (10.58)
= 0,0256 Вб.= 0,0256 Вб.60& Е2HoM60 • 1 *208
= 0,0256 Вб.
= 0,0256 Вб.
pNz лном 2* 162-1500
Уточненное значение магнитной индукции в воздушном зазоре (10.62)
В§ =В§ =①・1()ба； %①・1()ба； %0,0256-Юе
В§ =
В§ =
①・1()б
а； %
①・1()б
а； %
==0,755 Тл.
0,65.202*258
Коэффициент воздушного зазора (10.63)
% =砒％= 1,27・1」7= 1,48；
力Ц211,6
砒=1 + /2-%2 + 56%/%21 + 30-124-5.2,0*30/12 =
_九6 在力60,25・258・3
財= 十 % (6 十力б) —% 而％ = + ' 258 (2,0 + 3) — 0,25-258-3 где п&/&=0,25/2;力6=3 мм.
Магнитное напряжение воздушного зазора (10.61)
尸6 = 0,8练6坛•103 = 0,8.0,755，2,0，1,48・103= 1787 A.
Магнитная индукция в наименьшем сечеиии зубца (5.183)
Bzmax = вб Ч^ Ьг2тгп = 0>755.30/0,95.10,6 = 2,24 Тл, где &z2min=10,6 мм (см. п. 4.2).
Ширина зубца в его наибольшем расчетном сечеиии (5.160) ^Х27ПаХ =才2 —匕112 = 30 — 11,6= 18,4 мм.
Ширина зубца в его среднем расчетном сечеиии (5.161)
%2cр=0,5 (bzzmtTi + 匕額тазе) = 0,5 (10,6 + 18,4) = 14,5 мм.
Магнитная нидукцин в расчетных сечениях зубца: в наименьшем'
^z^max = 2,24 Тл；
в наибольшем (5.163)・
^z2min ^ ^Ь ^г/^С2 ^хзшах = 0,755*30/0,95* 18= 1,32 Тл; в среднем
且2cp = Вь G"c2 bzzcp = °,755*30/0,95・ 14,5 = 1,64 Тл.
Коэффициент для определения иапряжеииости магнитного поля в наименьшем сечении зубца (5.165)
^пгтпах = %/瓦2 ^z2min = 30/0,95* 10,6 = 2,98*
Напряженность поля при Bz2max=2,24 Тл (рис. П24) для стали марки 2312/7z2max=8- 104 А/м.
Q 6.12. Напряженность поля при BZ2min=l,32 Тл и Вг2ср—1,64 Тл (табл. П.2.4) ^«2min = 61(YA/Mj "z2Cp = 4400 А/м.
Расчетное значение иапряжеииости поля в зубце (5.168)
"z2 = (^z2max 十 4Hz2cp + "z2mfn)/6 = (80 -f-4'4,44-0,61)* 103/6 ==16,36-103 A/m.
Магнитное напряжение зубцового слоя якоря (5.186) 尸Z2 = ”Z2 %2 • 10一3 = 16,36 • 103. з 1,1 ・ 1 о—з = 509 А.
Магнитная индукция в спинке якоря (10.29) Вь% и0,755*0,65*202
反2 =^；2—； = 1，13 T』.
2/2 (力С2 — —^~盡2)2*0,95(57,9 -18)
Расчетная длина магнитной силовой линии в спинке якоря (10,70) 源2 =”(冗/2р) (02ВН + ЙС2)+ 仇2 =(冗/4) (80 + 57,9)十 57,9 = 166 мм.
Напряженность поля в спинке якоря (табл. П.2.4) "с2=330 А/м.
Магнитное напряжение спиики якоря (10.69)
fC2 = ЯС21С2-10-3 = 330-166-10-3 = 55 А.
Магнитная индукция в сердечнике главного полюса (10.75) 分 旧①，1°б1,2.0,0256-106
m ==」58・0,98・77 = 1 '57 Тл*
Напряженность поля в сердечнике главного полюса (табл. П.2.10) "т=910 А/м.
Магнитное напряжение сердечника главного полюса (10.74)
尸m=我m丄卅10一3 = 910.80。10-3 = 73 А, ГД6 Lm =/l»n = 80 мм.
Зазор между главным полюсом и станиной (10.77)
6mcl = 2/m-10-44-0,l = 2-258-10-< +0,1 =0,15 мм.
23. Магнитное напряжение зазора между главным полюсом и станиной (10.76)
F&nc = 0,8Bm6mcl-103 = 0,8-l,57-0,150-103= 188 А.
Магнитная нндукннл в спиике станины (10.79),
п <ТГФ-Ю« 1,2-0,0256.10«] 9п т
= 1и 1= ]Тл.
2/с1 НС1 2-400.32
полученное значение магнитной индукции мало отличается от принятого в п. 2.17.
Напряженность поля в спннке станины по табл. П.2.12 для массивных станин ЯС1 —1127 А/м.
Расчетная длина магнитной силовой линии в спиике стаиииы (10.80) L“ =(冗/2р) (Авн + 忆)+ 力“ =(л/4) (425 十 32) + 32 = 390 мм.
Магиитиое напряжение станины (10.78)
fС1 = ЯС1LC1 -10-3 = 1127• 390• 10-3 = 440 А.
Магнитодвижущая сила обмотки возбуждения на пару полюсов в режиме холостого хода (10.57)
尸в。 = 2斤+ 2及2 +丘2 + 2尸m + 2尸也1c +尸g=2・1787+2-509 + 55 +
+ 2，73+2， 188 + 440 = 5609 A.
Обмотка возбуждения
Поперечная МДС обмотки якоря иа пару полюсов (10,83) 戶2 = 0,5必 /2HoM/2агР = 0,5-162.375/2.2 = 7594 А.
Коэффициент, учитывающий р азмагничивающее действие МДС поперечной реакции якоря при В^шах—2,24 Тл и 尸旷&尸7594/5609= 1,35 по рис. 10.20, 々р,л=0,185.
Размагничивающее действие МДС поперечной реакции якоря на пару полюсов (10.82)
尸qd ^ ^р.я 尸2 = 0,185*7594 = 1405 А.
Требуемое значение МДС обмотки возбуждения при нагрузке иа пару полюсов (10.81)
尸в,н —尸во + 尸qd —尸с = 5609 + 1405 — 1139 = 5875 А, где МДС стабилизирующей обмотки иа пару полюсов (10.94)
fc = 0,15f2 = 0,15-7594= 1139 А.
Средняя длина витка многослойной полюсной катушки параллельного возбуждения (10.84)
/ср,к = 2 (/т + Ьщ) + 冗(^к.ш + 2Ьн8 + 2% + 沥Q == 2 (258 + 77) + л (36+ 2-0,2+ 2-0,6+ 2-2) = 802 мм,
где ширина катушки (рис. 10.22) 6К,Ш=36 мм, толщина изоляции катушки (табл. 10.14) Ьнз=0,2 мм, односторонний зазор между катушкой и сердечником полюса Ьа=0,6; толщина каркаса Ьк=2 мм.
Площадь поперечного сечеиия обмоточного провода (прн последовательном соедннеиин всех полюсных катушек) (10.88)
9；=尸 в,н%ап Реи %к* 叫几=
=5875 ・ 1,05 • 24,4 • 10-9 ・ 2 ・ 802 • 1 СР/220 = 1,097 мм3.
По табл. 10.16 принимаем катушку возбуждения из изолированного провода круглого сечеиия, многослойную по ширине и высоте; принимаем провод марки ПЭТ-155 ,в= 1,094 мм3, d—1,18 мм, dH3= 1,26 мм.
Число витков в полюсной катушке (10.89)
侬 к,в =尸 в,н/2<” = 5875/2 • 4,2 • 1,094 = 640,
где плотность тока по рис. 10.24 А；=4,2 А/мм2.
Сопротивление обмотки возбуждения (10.90)
г =р「“・2р%а 4пк」03/д = 24,4• Ю-9• 4• 640.802• 103/1,094 = 46 Ом.
Наибольшее значение тока возбуждения (10.91)
/в = Ub〃b = 220/46 = 4,78 А.
Уточненное значение плотности тока в обмотке возбуждения (10.92)
Ав =/в/% = 4,78/1,094 = 4,37 А/мм2.
Число витков в полюсной катушке стабилизирующей обмотки (10.93)
侬к,с ~ Рс ^с/^2ном =1139• 1 /375 = 1,54,
йрииимаем wK, с =2, число параллельных ветвей ac = L
Площадь поперечного сечеиия обмоточного провода стабилизирующей обмотки (10.95)
9； = ^2иом /% % = 375/1-4,3 = 87,2 мм2.
По табл. 10.17 принимаем для изготовления полюсных катушек стабилизирующей обмотки иеизолироваииый медиый провод прямоугольного сечеиия, гнутый иа ребро. Стандартный размер провода по табл. П.1.2
ЬХа = 22ХЗ,8 мм; 北=^3,12 мм2.
Уточиеииое значение плотности тока в стабилизирующей обмотке (10.96)
М = /гном/^с% — 375/1 *83,12 = 4,5 А/мм2.
Радиус закругления медиого провода катушки стабилизирующей обмотки (10.86) •
г = 0,5(屍十2%) =0,5(22 + 2-0,6) = 11,6 мм;
минимально допустимый радиус закругления (10.87)
rm^n = 0,05Ь2/а = 0,05*222/3,8 == 6,4 мм.
Средняя длина витка катушки стабилизирующей обмотки (10.85)
/ср,к = 2 "т 十瓦祚)十 л (&к,с 十 2厂)—2 (258 十 77)十 л (22 十 2・ 11,6) = 810 мм, где 瓦;,c = b=22 мм.
Сопротивление стабилизирующей обмотки (10.97)
逛山^^聳山上咨咨9 оm.
后,以.83,12
Обмотка добавочных полюсов
Число витков катушки добавочного полюса (10.98)
^к,Д =^д/?2«д/272ном = 1,25• 75941/2• 375= 12,65 витков,
принимаем 侬к,“=13 виткон, где ад= 1, ^д= 1,25 (табл. 10.18).
Площадь поперечного сечения проводника катушки добавочного полюса (10.99)
^д = ^ном^д Лд = 3^5/1 -4,3 = 87,2 мм2,
по рис. 10.24 Лд—4,3 А/мм2.
Принимаем для изготовления катушек добавочных полюсов голый медный провод прямоугольного сечеиия по табл. П.1.2
ЬХа = 18,0x5,1 мм; ^д = 90,94 мм2.
Уточиеииое значение плотности тока в обмотке добавочных полюсов (10.100)
Лд = /аном/ад9д = 375/1 • 90,94 = 4,12 А/мм2.
Средняя длина витка катушки добавочного полюса (10.103)
/ер.к = 2‘Д + 几(% + %Д + 2% + 2方m3)- 2-258 + h (30 + 18,0+2.3+2，2)=
=700 мм,
гдегдечточтогдегдеЬк,* = 6=16,8 мм； Ьз=3 мм; Ьнз = 2 мм.
где
где
что
что
где
где
Радиус закругления медиого провода катушки (10.86)
г = 0,5 (6к,д + 26з) = 0*5(16,8+ 2-3) = 11,4 мм,
больше rmin=0,05' 16,83/4,7=3 мм.
Сопротивление обмотки добавочных полюсов (10.104)
Рс” /спк%<212P『10324Л-10-9.700-13-4-Юз
"眩 飞干=^^=0,0097 ом.
Размещение обмоток главных и добавочных полюсов
Ширина многослойной катушки главного полюса (10.106)
% в =々р Nin 盡3 十 ^из.пр = 1,05 ・28・ 1,26 十 2,4 = 39,4 мм, Nm=bK,ui/dn3=36/l,26 = 28；力р=1,05; 6из,пр = 2ч-2,0,2=2,4 мм.
Высота многослойной катушки главного полюса с учетом разделения по-
люсиой катушки на две части веитиляциоииым каналом шириной &в,к=8 мм
用н,в = &р Мв ^из 十九из ,пр 十 &в,к = 1 »05'23' 1,26 十 12 十 8 = 50,4 мм,
где NB ——число изолированных проводов по высоте катушки：
^в — wK(B/^ш — 632/28 = 23;
высота прокладок и каркаса (табл. 10.14)
^из.пр = 2」，5 十4*2十 4*0,2 = 12 мм.
Высота полюсной катушки стабилизирующей обмотки (см. табл. 10.14)
/：н,с =九 + 瓦 13,пр = 3,8 十 3,4 = 7,2 мм,
9.5. Площадь, тямн (секциями) Ный зазор 8 мм,9.5. Площадь, тямн (секциями) Ный зазор 8 мм,Qkb = ^к>в йк,в = 39,4*50,4 = 1985 мм2.Qkb = ^к>в йк,в = 39,4*50,4 = 1985 мм2.
9.5. Площадь, тямн (секциями) Ный зазор 8 мм,
9.5. Площадь, тямн (секциями) Ный зазор 8 мм,
Qkb = ^к>в йк,в = 39,4*50,4 = 1985 мм2.
Qkb = ^к>в йк,в = 39,4*50,4 = 1985 мм2.
где 无=3,8 мм; Ьиз,пр= 1,54-2-0,2+1,5^=3,4 мм.
Общая высота катушек и вентиляционного канала главного полюса
械и = 50,4 + 7,2 = 57,6 мм.
занимаемая непосредственно в межполюсном окне двумя час- катушки возбуждения, включая все прокладки и вентиляциои-
постоянного тока (75 кВт,постоянного тока (75 кВт,舞 в?紹既講心。"10^。。кна АвнгатеПя
постоянного тока (75 кВт,
постоянного тока (75 кВт,
Ширина полюсной катушки добавочного полюса из неизолированной меди прямоугольного сечения
6%ц =如+ 6в = 18,0十3 = 21,0 мм,
где Вз = 3 мм (см. п. 8.5).
мм.мм.Высота катушки добавочного полюса из неизолированной меди (10.110) ^к,д =论р ［耽再九 +。》3 曲к)д — 3)］十2 — 1,05 ［13*5,1 十0,3 (13 — 3)］十 2= 75
мм.
мм.
На рис. 10.42 показан эскиз междуполюсного окна. При этом площадь, занимаемая полюсной катушкой возбуждения из двух секций, включая вентиляционный зазор 8 мм, составляет Q%b= 1985 мм2, а компоновка этих секций такова, что минимальный воздушный промежуток между выступающими краями главных н добавочных полюсов, а также между краями полюсных катушек и внутренней поверхностью станины составляет 8 мм (см. §10.10).
Щетки и коллектор
Расчетная ширина щетки (10.131)
总%% —彳)=°，70・71 黑
—7 4十 0,25 — №)= 8,3 мм;
здесь 左з,к=0,70 (см. табл. 10.21); ^к=7 мм; бн.з^т—bp==202—131 ~71 мм； Ек=0,25.
По табл. 10.21 принимаем стандартную ширину щетки 匕贝=20 мм.
Число перекрываемых щеткой коллекторных делений (10.133)
Y = Ьщ〃к = 20/7 = 2,85,
что находится в пределах рекомендуемых значений для простой волновой обмотки якоря
Контактная площадь всех щеток (10.134)
25щ - 2/2ном/Дщ = 2-375/0,11 = 6818 мм\
где Дщ принимаем по табл. 2.2: для электр огр а фитир ованных щеток марки ЭП4 Дщ=0,11 А/мм2.
Контактная площадь щеток одного бракета (10.135)
S®,6 = 2sщ/2P = 6818/4 = 1704 мм2.
Требуемая длина щетки (10.136)
厶=5щ,б/6щ = "04/20 = 85 мм,
принимаем на одном бракете по пять щеток ("Щ,6=5). Длина одной щетки /щ=25 мм.
Плотность тока под щеткой (10Л38)
Дщ = 272Н0М/7УщЛЬщ/щ・2р = 2・375/5・20・25・4 = 0,075 А/мм\
что не превышает рекомендуемого значения Дщ=0,11 А/мм2.
Активная длина коллектора прн шахматном расположении щеток (10.139) /к = АГщ,б (/щ + 8) + Ю = 5 (25 + 8) + 10 = 170 мм.
Ширина коллекторной пластины (10.140)
% = /к — Ьнз = 7 — 0,8 = 6,2 мм,
толщина изоляционной прокладки Ьнз=0>8 мм.
Расчет коммутации'
. Окружная скорость якоря
и2 = пР3п-Ю-3/60=： л-258-1500*10-3/60 = 20,26 м/с.
112 Приведенный коэффициент проводимости пазового рассеяния якоря при прямоугольных пазах (10.143)
X = 0,6 -^- + -^- + —'-108竺=
6ц2%25c2 ‘2 才2 ^2Р
с с 31,1, 288 ,2,5・1081
11,6 丁 258 丁 1-258.375-102-20,26 2 ~ ,
И.З. Реактивная ЭДС (10.141)
& = 2% Ц Л3и2Х-10-5 = 2-1-258-375-10-2.20,26-3,28-10-5= 1,28 В.
При максимальной частоте вращения 公&#=2200 об/мин (у2тах=29,56 м/с) реактивная ЭДС Ер max—1,28* (29,56/20,26) = 1,86 В, что нё превышает допустимого предельного значения (5 В).
Потери и КПД
Масса зубцового слоя якоря (10.151)
Gt2 = 7,8-10-6Z2&22cp hz2 Ц ^с = 7,8-10-6-27-14,5-31,1-258-0,95 = 23,3 кг.
122 Масса стали спинки якоря (10.153),
g,2 = 7,8.10- 6回/4)[(纟一 2忆)2 一*l柒%卜也=
=7,8，10-6 {(冗/4)[(258 -2，31,1产一802一 出2。 18]}，258.0,95= 40,9 кг.
Магнитные потери в сердечнике якоря (10.149)
% = 2,3% об。(％/50)В (磴2cp Ga?十端 Gc2)= 4,02 (1,642.23,3牛1, Но,9)==459 Вт,
где，2=р〃/60=2・ 1500/60=50 Гц；当,0/50 = 1,75 В т/кг; р = 1,4; по рис. 10.32 принимаем
v 2,3%,0/50(%/50)1，4+4,()2 Вт/кг.
124 Электрические потери в обмотке возбуждения (10.158)
%,в =公/% = 2202/46 = 1052 Вт.
Электродвижущая сила якоря при номинальной нагрузке двигателя (10.157)
厂Р№ 不2-162 Л
Е2HoM = ftn ①^ном = —сс 10,0256• 1500 = 207,4 В.
о0а260*1
126 Уточненное значение тока якоря при номинальной нагрузке (10.155) ^2ном = (Uhom ■— Е2HoM — AUm)/Er = (220 — 207,4 — 2,5)/0,027 = 374,1 A;
Er =々十％ 十 F = 0,0166 + 0,0096 + 0,0019 = 0,027 Ом;
AUm== 2,5 В (см. табл. 2.2 для щеток ЭГ14).
Электрические потери в обмотке якоря (10.154)
匕2 = 72иом G = 374,13.0,0166 = 2320 Вт.
Электрические потери в обмотках статора, включенных последовательно с обмоткой якоря (10.159),*
РЭ,П1 = ^ном ( % + %) = 374,12(0,0096 + 0,0019) = 1610 Вт.
129 Электрические потери в переходном щеточном контакте (10.160)
Pa,m = AUщ /2ном = 2,5 • 374,1 = 935 Вт.
Потери на трение щеток о коллектор (10.162)
Рт,т = 0,・5ESm % = 0,5*62,5* 14,3 = 441 Вт, где окружная скорость на коллекторе ук=лРкЛНом/60.10_3=л^ 180* 1500/60-10~3— = 14,13 м/с.
Потери на трение в подшипниках и на вентиляцию (рис. 10.33) Р%п,в= —600 Вт.
Рис. 10.43. Рабочие ха- ^рактеристики двигателя постоянноготока(75 кВт, 220 В, 1500 об/ мин)Рис. 10.43. Рабочие ха- ^рактеристики двигателя постоянноготока(75 кВт, 220 В, 1500 об/ мин)
Рис. 10.43. Рабочие ха- ^рактеристики двигателя постоянноготока
(75 кВт, 220 В, 1500 об/ мин)
Рис. 10.43. Рабочие ха- ^рактеристики двигателя постоянноготока
(75 кВт, 220 В, 1500 об/ мин)
Суммарные механические потери (10.161)
Рмех = Рт,т + ^т,п,в = 441 + 600 = 1041 Вт.
Добавочные потери (10.163)
Рд°6 = 0,01%°м/嗚。м"°т = 0,01-75/0,89. Ю-з = 843 Вт.
Суммарные потери в двигателе (10.148)
ЕР = (Рм2 + 区2 + %,в + 区,hi 十 Pa,m + Рмех + Рдоб)' ^~3 — =(459 十 2320 + 1052 + 1610 + 935 十 1041 + 843)・10-§ = 8,26 кВт.
Коэффициент полезного действия двигателя при номинальной нагрузке (10.167)
电 ном = 1 — EP/Pi = 1 — 8,26/83,35 = 0,90,
где Л=t/ном (/2 ном+/в) • 10-3=220 (374,1 +4,78)-1О-З=83,35 кВт.
/3・ Рабочие характеристики двигателя
Расчет рабочих характеристик двигателя приведен в табл. 10.24. По данным этой таблицы построены рабочие характеристики (рис. 10.43).
14. Тепловой расчет
Превышение температуры поверхности сердечника якоря над температурой воздуха внутри машины (10.177)
—%2 ⑵“СР2)+ РМ2 =2320 (2・258/1092)十459= 59 9 ℃
A6口如=(乱d2 + 几Н2 盡2)%云一-(Л.258+ 18-18)-258-9-10-5，，
где a2=9-10-5 Вт/(мм2-℃) (см. рис. 10.34).
А『2〃июМ
0,2
0,5
0,75
1.0
1,25
% А
75
187
280
374,1
469
Рж+Р明в+Рмех* Вт
2552
2552
2552
2552
2552
A2, bT
93
577
1294
2320
3629
Рэ.пь Вт
68
428
960
1610
2695
Рэ(щ, Вт
187
468
703
935
1171
Рдоб, Вт
34
211
474
843
1317
SP, кВт
2,93
4,23
5,98
8,26
11,36
/=厶十九，a
79,8
191,8
284,8
379
473,8
PlUhoJIO-з, кВт
17,5
42,2
62,65
83,35
104,2
4
0,833
0,900
0,905
0,900
0,891
14,6
37,98
56,69
75,0
92,8
%, в
215,3
212,1
209,4
207,4
204,0
% об/мин
1556
1533
1514
1500
1475
Мг, Н-м
89,6
236,6
357,5
477,5
600,8
Таблица 10.24
14.2. Периметр поперечного сечеиия
условной
поверхности охлаждения паза
якоря (10.180)
П2 = 2 (&П2 + 九zz) = 2 (11,6 十 31,1) = 85,4 мм.
14.3. Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки якоря (10.178)
1；16-Ю-51；16-Ю-5=19,3℃.=19,3℃.…^92 (2/2/Zcp2) Cb2 2320 (2-258/1092)
1；
16-Ю-5
1；
16-Ю-5
=19,3℃.
=19,3℃.
АОкао = =
2 Z2n2Z2 Хэкв 27 • 85,4.258
14.4. Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей обмот-14.4. Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей обмот-якоря на《температурой воздуха внутри машиныякоря на《температурой воздуха внутри машины(10.181)(10.181)A8jI2 =A8jI2 =%2 (2/jI2/?Ср2)2 * 2冗i)2 “В2 a2%2 (2/jI2/?Ср2)2 * 2冗i)2 “В2 a22320 (2-258/1092)2・2・％258・91・9・10-52320 (2-258/1092)2・2・％258・91・9・10-5
14.4. Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей обмот-
14.4. Превышение температуры наружной поверхности лобовых частей обмот-
якоря на《температурой воздуха внутри машины
якоря на《температурой воздуха внутри машины
(10.181)
(10.181)
A8jI2 =
A8jI2 =
%2 (2/jI2/?Ср2)2 * 2冗i)2 “В2 a2
%2 (2/jI2/?Ср2)2 * 2冗i)2 “В2 a2
2320 (2-258/1092)
2・2・％258・91・9・10-5
2320 (2-258/1092)
2・2・％258・91・9・10-5
Перепад температуры в изоляции лобовых частей обмотки (10.182)
А6иЗ,П2А6иЗ,П2Р32 (2/Л2〃с6) Сл2 一 2320 (2・258/1092)22211Л2 /д2入знв2*27*85,4*288Р32 (2/Л2〃с6) Сл2 一 2320 (2・258/1092)22211Л2 /д2入знв2*27*85,4*28811б・1Б-511б・1Б-5= 5,0℃,= 5,0℃,
А6иЗ,П2
А6иЗ,П2
Р32 (2/Л2〃с6) Сл2 一 2320 (2・258/1092)
22211Л2 /д2入знв2*27*85,4*288
Р32 (2/Л2〃с6) Сл2 一 2320 (2・258/1092)
22211Л2 /д2入знв2*27*85,4*288
1
1б・1Б-5
1
1б・1Б-5
= 5,0℃,
= 5,0℃,
где Ил2ali2=85,4 мм.
Среднее превышение температуры обмотки якоря над температурой воздуха внутри машины (10.185)
,2/2/
А@2 = ~7(А8щ)В2 + А6ц82)Ч~ ~ (A6jI2 十 А6пЗ,Л2)=
/ср2，СР2
2・2582-288
=~1^Г(59,9 + 19,3) + 石湎一(41 + 5,。) = 61,7 е
147 Сумма потерьЕР = ЕР—0,1 (А,* + 区皿)=8380—0」(1052+1729)=
=8102 Вт.
Условная поверхность охлаждения машины (10.188)
SM == nDj (/2 + 2ZB2) = л-485 (258 + 2-91) = 670,0-103 мм2.
Среднее превышение температуры воздуха внутри машины над температурой охлаждающей среды (10.186)
Д6В = SP7SMaB = 8102/670,0-103-П0-10-8= 11,0 ℃,
где 0Ьв=110*Ю~5 Вт/(мм2«℃) (см. рис. 10.35).
Среднее превышение температуры обмотки якоря над температурой охлаждающей среды (10.189)
А» = Аб] + Д0в = 61,7+ 11,0 = 72,7℃.
Условная поверхность охлаждения полюсной катушки возбуждения (10.191)
Sk,b = /ср,кХн,в = 802* 106 = 85 012 мм2, где Пк,в=106 мм (см. рис. 10.37).
Превышение температуры наружной поверхности охлаждения многослойной катушки главного полюса над температурой воздуха внутри машины (10.190)
а6к,B = 0,9рав/2PSk,bBi = 0,9* 1052/(4•85 012，6，10-5)= 46,4 ℃,
где ai = 6-10-5 Вт/(мм2-℃) (см. рис. 10.38,6).Перепад температуры в изоляции полюсной катушки главного полю- \са (10.192)где ai = 6-10-5 Вт/(мм2-℃) (см. рис. 10.38,6).Перепад температуры в изоляции полюсной катушки главного полю- \са (10.192)А6ц8,к,в = 0,9 J, и‘ = 0,9“Ьк,В ^эквА6ц8,к,в = 0,9 J, и‘ = 0,9“Ьк,В ^экв105210520,20,24-8501216.10-64-8501216.10-6= 3,5℃.= 3,5℃.Среднее превышение температуры катушки главного полюса над температурой внутри машины (10.193)Среднее превышение температуры катушки главного полюса над температурой внутри машины (10.193)
где ai = 6-10-5 Вт/(мм2-℃) (см. рис. 10.38,6).
Перепад температуры в изоляции полюсной катушки главного полю- \са (10.192)
где ai = 6-10-5 Вт/(мм2-℃) (см. рис. 10.38,6).
Перепад температуры в изоляции полюсной катушки главного полю- \са (10.192)
А6ц8,к,в = 0,9 J, и‘ = 0,9“Ьк,В ^экв
А6ц8,к,в = 0,9 J, и‘ = 0,9“Ьк,В ^экв
1052
1052
0,2
0,2
4-8501216.10-6
4-8501216.10-6
= 3,5℃.
= 3,5℃.
Среднее превышение температуры катушки главного полюса над температурой внутри машины (10.193)
Среднее превышение температуры катушки главного полюса над температурой внутри машины (10.193)
А&,в = А%в + Абизкв = 46,4 + 3,5 - 49,9 ℃•
Среднее превышение температуры обмотки возбуждения над температурой охлаждающей среды (10.194)
А60В = А6；в + Двв = 49,9 + И = 60,9 ℃.
Условная поверхность охлаждения однослойной катушки добавочного полюса (10.197)
5д=/Ср,к (^д а+ 0,66) =700 (13-5,1 +0,6-18) = 54-103 мм% 『Ае /ср,к=700 мм.
Электрические потери в добавочном полюсе
%К =虑“ q/旬=374,12-0,0096/1 = 1344 Вт.
Превышение температуры наружной поверхности добавочного полюса над температурой воздуха внутри машины (10.195)
двк,д = о, 9/\ц/2Psд а1 = 0,9-1344/4-54-103-6-Ю-5 = 93℃.
Среднее превышение температуры обмотки добавочного полюса над температурой охлаждающей среды (10.204)
Абд = Абк,д + Абв = 93 + 11 = 104 ℃.
Превышение температуры наружной поверхности коллектора над температурой воздуха внутри машины (10.217)
Р 8,т + Р т,тР 8,т + Р т,т$хол акол$хол акол937 + 441“ cs5= 65,2 ℃, 96，103.22.10-5937 + 441“ cs5= 65,2 ℃, 96，103.22.10-5
Р 8,т + Р т,т
Р 8,т + Р т,т
$хол акол
$хол акол
937 + 441“ cs
5= 65,2 ℃, 96，103.22.10-5
937 + 441“ cs
5= 65,2 ℃, 96，103.22.10-5
где 5кол=я1)к^к:=л180-170=96-103 мм2; о^0л=22-10~5 Вт/(мм2-℃) (см. рис. 10.41).
Превышение температуры коллектора над температурой охлаждающей среды при входе воздуха со стороны коллектора (10.216)
Двкол = Двкол = 65>2℃.
Таким образом, тепловой расчет показал, что превышение температуры различных частей двигателя не превышает допустимых значений для изоляции класса нагревостойкости F.
Глава одиннадцатая
КОНСТРУИРОВАНИЕ МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА
СТАНИНА И ПОЛЮСЫ
Станина. Станина выполняет две функции: она является корпусом машины и одновременно служит элементом ее магнитной системы. В машинах с высотой оси вращения /1^200 мм станины обыч* но делают из стальных цельнотянутых труб, а в машинах с h^ ^225 мм — сварными из стальных листов, сворачивая их в цилиндр и накладывая продольный сварной шов. Ввиду того что магнитные свойства сварного шва ухудшены, станину располагают таким образом, чтобы шов находился на оси одного из главных полюсов.
Для уменьшения габаритов машины станине иногда придают мнбгоугольную форму, при 2P=4 — восьмиугольную (рис. 11.1).
Площади поперечного сечения станины, полученная по расчету магнитной цепи машины, как правило, оказывается Достаточной для обеспечения требуемой прочности и жесткости станины. При необходимости придания станине большей жесткости ее несколько удлиняют в сторону расположения коллектора. При этом удлиненная часть станины имеет меньшую толщину.
Станины имеют кольцевые центрирующие заточки (замки) для посадки подшипниковых щитов. Подшипниковые щиты крепят к станине болтами.
Вводное устройство (коробку выводов) располагают на верхней или боковой поверхности станины, в машинах с высотой оси вращения 九= 225+315 мм его располагают на торцевой нижней части подшипников щита со стороны коллектора.
Для удобства транспортировки и монтажа станины массой более 30 кг снабжают либо рым-болтами, вворачиваемыми в тело станины, либо специальными проушинами, привариваемыми к станине (см. рис. 10.1).
Главные полюсы. Главные полюсы делают шихтованными из штампованных листов электротехнической холоднокатаной стали толщиной 1 мм. Крайние листы (щеки) делают более толстыми (4—10 мм) с размерами несколько меньше размеров полюса. Листы каждого полюса, собранные в пакет, спрессовывают под дав- 320
лением 2,0—2,5 МПа и скрепляют заклепками, равномерно распределенными по поверхности полюса. Общая площадь заклепок дол- жна быть не менее 2-10-2 общей площади поверхности листов полюса. При этом число заклепок должно быть не менее четырех. Заклепки вставляют в отверстия листов полюса, диаметр которых должен быть на 0,2 мм больше диаметра заклепки, и развальцовывают в конических углублениях крайних листов (рис. 11.2).
Рис. 11.1. Восьмигранная станинаРис. 11.1. Восьмигранная станинаРнс. 11.2. Сердечник главного полюсаРнс. 11.2. Сердечник главного полюса
Рис. 11.1. Восьмигранная станина
Рис. 11.1. Восьмигранная станина
Рнс. 11.2. Сердечник главного полюса
Рнс. 11.2. Сердечник главного полюса
Главные полюсы крепят к станине болтами, вворачиваемыми в отверстия в теле шихтованного полюса (рис. 11.3, а).. В более крупных машинах, а также в машинах, подверженных вибрациям, полюсы крепят к станине болтами, вворачиваемыми в стальные стержни, вставленные в отверстия полюса (рис. 11.3, 6).
Расчет болтов для крепления главных полюсов ведут по сдвигающей силе, Н, обусловленной действием электромагнитного момента, направленной перпендикулярно оси полюса:
Р = kMH0M/pD2- IO"3, (11.1)
где k ——коэффициент нагрузки, принимают 々 = 2+3; Мном — номинальный момент машины, Н-м [см. (10.172)].
Принимая коэффициент трения между станиной и главным полюсом равным 0,2, площадь поперечного сечения (по внутреннему диаметру резьбы) болтов, крепящих один полюс, мм2, можно определить по формуле
Sg =(尸 + 9,81/пгп)/0,2.10-ба, (11.2)
где /Пг,п — масса главного полюса с полюсной катушкой, кг; о —— допустимое напряжение растяжения, для стали Ст 3 o=i60 МПа, а для стали Ст 5 о = 200 МПа.
Диаметр болта по внутреннему диаметру резьбы, мм,
备=2 ]/^q[uNg , (11.3) где Nq — количество болтов на один полюс.
Полученное по (11.3) значение do округляют до ближайшего большего стандартного значения.
Для предотврахцения смещения полюса относительно станины число болтов, приходящихся на один полюс, должно быть не менее двух. Диаметр крепящего болта должен быть не менее 10—— 12 мм, иначе возможен обрыв болта при его затяге.
Рис, 11.3. Крепление главных полюсов к станинеРис, 11.3. Крепление главных полюсов к станинеКонструкция добавочных полюсов изложена в § 10.1. Для регулировки зазоров между добавочными полюсами и станиной при настройке коммутации в машине применяют прокладки, которые располагают между станиной и сердечником добавочного полюса. При Л<315 мм применяют прокладки из магнитной стали, а при /г》315 мм магнитные прокладки чередуют с немагнитными.
Рис, 11.3. Крепление главных полюсов к станине
Рис, 11.3. Крепление главных полюсов к станине
Добавочные полюсы не участ
вуют в создании электромагнитного момента машины, поэтому расчет болтов для крепления добавочных полюсов производится лийь по силе магнитного взаимодействия между добавочным полюсом и соседними главными полюсами. Болты, которые крепят добавочный полюс к станине, вворачивают либо в резьбовое отверстие непосредственно в сердечнике полюса, либо в резьбовое отверстие стальной полосы, вставленной в отверстие сердечника, аналогично креплению главного полюса (см. рис. 11.2). Часто в целях унификации для крепления добавочных полюсов применяют те же болты, что и для крепления главных полюсов.
СЕРДЕЧНИК И ОБМОТКА ЯКОРЯ
Сердечник якоря. Пакет сердечника якоря при £)2^600 мм насаживают непосредственно на вал. Для предотвращения распуше- ния пакета*сердечника якоря его крайние листы делают утолщенными путем соединения нескольких листов толщиной 0,5 мм точечной сваркой. Пакет якоря спрессовывают под давлением 1,5 МПа между двумя нажимными шайбами и затем запирают его на валу либо пружинным кольцом (рис. 11.4,а), закладываемым в кольцевую канавку вала, либо втулкой, насаживаемой на вал с горячей посадкой (рис. 11.4,6).
При высоте оси вращения 九》200 мм нажимные шайбы снабжают обмоткодержателями, которые служат опорой для лобовых 322
частей обмотки якоря. В машинах с высотой оси вращения 九W W315 мм обмоткодержатели чугунные литые, а при больших высотах —стальные сварные. Поверхность обмоткодержателей, на которую опирается лобовая часть обмотки, должна быть электрически изолирована.
Сердечники якорей со всыпными обмотками, не имеющие обмот- кодержателей, изолируют по торцам текстолитовыми (при классе нагревостойкости В) или стеклотекстолитовыми (при классах F и
Рис. 11.4. Конструкция якоря при посадке сердечника непосредственно на вал: / — сердечник; 2 — лобовые части обмотки; 3 — бандаж; 4 — нажимная шайба (обмоткодср- жатель); 5 — пружинное кольцо; 6 — втулка
Н) шайбами. Части вала, к которым возможно прикосновение лобовых частей обмотки, изолируют пластмассовыми втулками.
Для предотвращения проворачивания сердечника якоря на валу при передаче вращающего момента применяют посадку сердечника на призматическую шпонку из стали Ст. 5.
Для образования радиальных вентиляционных каналов в сердечнике якоря применяют специальные распорки (рис. 11.5, а). Иногда для предотвращения выпадения распорок из вентиляционного канала сердечника якоря их делают изогнутыми (рис. 11.5, 6).
Обмотка якоря. При вращении якоря на все его элементы действуют центробежные силы. Эти силы стремятся распушить лобовые части обмотки якоря и выбросить из пазов сердечника пазовые части обмотки. Для предотвращения этого применяют бандажи и клинья.
Бандаж накладывают на лобовые части обмотки якоря, а в некоторых конструкциях якоря с открытыми пазами — и на пазовые части обмотки якоря, располагая его в специальных кольцевых канавках на поверхности сердечника (рис. 11.6). Под бандаж подкладывают прокладку из миканита толщиной 0,5—1,0 мм и шириной на 10—15 мм больше ширины бандажа.
При окружных скоростях якоря 02>35 м/с применение бандажа на пазовой части обмотки становится нецелесообразным, так как по условиям прочности этот бандаж необходимо накладывать на значительную часть поверхности сердечника, что ухудшает условия охлаждения обмотки якоря. Кроме того, широкие кольцевые канавки на якоре увеличивают магнитное сопротивление основному магнитному потоку, что ведет к росту МДС обмотки возбуждения.
Наличие проволочного бандажа ведет к дополнительным потерям, а если этот бандаж выполнен магнитной проволокой, то это ухудшает коммутацию в машине. Исходя из перечисленных соображений в машинах с окружной скоростью якоря более 35 м/с для закрепления пазовых частей обмотки якоря применяют клинья.
Рис. 115 КонструкЦиярас- порок сердечника якоря
Рнс. 11.6. Расположение бандажа на якоре
Расчет бандажа. Бандаж испытывает напряжение растяжения от центробежных сил, действующих на элементы обмотки якоря и собственно на бандаж.
При бандаже из проволоки число витков бандажа
叫=11 3 981Go (5 —％2)/ 1,2/imax『 "14、 od2 { 1000 / 1 * 丿
мммм. 儿4мммм. 儿42000,5—0,82000,5—0,82251,02251,0250—2801,5250—2801,515о3215о32где Go — масса обмотки якоря, кг; птах — максимальная частота вращения якоря, об/мин; а ——допускаемое напряжение растяжения, Для проволоки а = 400 МПа; d — диаметр проволоки, принимают в зависимости от высоты оси вращения машины:
мммм. 儿4
мммм. 儿4
2000,5—0,8
2000,5—0,8
225
1,0
225
1,0
250—280
1,5
250—280
1,5
15о
32
15о
32
При расчете бандажа для лобовой части обмотки в (11.4) подставляют вместо Go массу одной лобовой части обмотки, кг:
G。,产 7,5 • 10-6^3尹,G。,产 7,5 • 10-6^3尹,(Н.5)(Н.5)
G。,产 7,5 • 10-6^3尹,
G。,产 7,5 • 10-6^3尹,
(Н.5)
(Н.5)
где 9эл — площадь поперечного сечения элементарного проводника обмотки якоря, мм2； А/эл ——число элементарных проводников в одном пазу якоря.
При расчете бандажа для пазовой части обмотки якоря в (11.4)- вместо Go подставляют массу проводников и изоляции пазовой части обмотки, кг:
G。” = [8,9 9эл《“ + 2,5 (% % — <7”/ 4 % • ЮУ (11.6> Число витков проволочного бандажа в одной кольцевой канавке якоря•
где /б — длина кольцевой канавки, мм・где /б — длина кольцевой канавки, мм・叫.—В)网(11.7》
где /б — длина кольцевой канавки, мм・
где /б — длина кольцевой канавки, мм・
Рис. 11.7. Уравнительные соединения：、
а — с наружной стороны коллектора; б — с внутрен- цей стороны коллектора
Рис. 11.8. Уравнительные соединения со стороны, противоположной коллектору:а — в виде вилок; б — в виде колецРис. 11.8. Уравнительные соединения со стороны, противоположной коллектору:а — в виде вилок; б — в виде колец
Рис. 11.8. Уравнительные соединения со стороны, противоположной коллектору:
а — в виде вилок; б — в виде колец
Рис. 11.8. Уравнительные соединения со стороны, противоположной коллектору:
а — в виде вилок; б — в виде колец
При расчете бандажа из стеклоленты в (11.4) следует вместо коэффициента 11,3 подставить коэффициент 9,0, а в знаменателе вместо d2 подставить дл——площадь поперечного сечения ленты, мм2.
、 Допустимое напряжение растяжения стеклоленты принимают для стеклоленты класса нагревостойкости В а= 150 МПа, для стеклоленты классов нагревостойкости F и Н а= 130 МПа.。
Для бандажа используется стеклолента марки ЛСБ толщиной от 0,18 до 0,2 мм и шириной 10, 15, 20, 25, 30 мм. -
Уравнительные соединения. В машинах постоянного тока с простыми петлевыми обмотками применяются уравнительные соедине*
ния первого рода, в машинах со сложными петлевыми обмотками —первого и второго родов, а в машинах со сложными волновыми обмотками — второго рода. Размещают уравнительные соединения либо со стороны коллектора» впаивая их в коллекторные пластины, либо со стороны, противоположной коллектору. Уравнительные соединения со стороны коллектора выполняют в виде вилок, располагаемых с наружной или внутренней стороны коллектора (рис. 11.7, а, 6). Уравнительные соединения со стороны, противоположной коллектору, могут быть выполнены также в виде вилок (рис. 11.8, а) или в виде колец (рис. 11.8, б).
Рис. 11.9. Уравнители второго рода
Уравнительные соединения выполняют медным обмоточным проводом сечением, мм2,
?ур = (0,20,3)^эф2,(Н.8)
где дз巾2 — сечение эффективного проводника обмотки якоря, мм2.
В сложных петлевых обмотках точки одинакового потенциала простых обмоток, образующих сложную обмотку, расположены по разным сторонам якоря. Для соединения этих точек применяют уравнительные соединения, проходящие под сердечником якоря (рис. 11.9).
КОЛЛЕКТОР
Коллектор представляет собой сборочную единицу цилиндрической формы, состоящую из большого числа медных пластин трапецеидального сечения и изоляционных миканитовых прокладок. Различают несколько конструктивных разновидностей коллекторов. Наибольшее применение получили две конструкции — коллектор на пластмассе и коллектор с нажимными конусными фланцами (шайбами).
Коллекторы на пластмассе (рис. 11.10) применяют в машинах небольшой мощности при диаметре коллектора не более 200—— 250 мм. Пластмасса в этих коллекторах скрепляет набор медных пластин и миканитовых прокладок. Для этой цели обычно используют пластмассу марок Кб или АГ-4с. Пластмасса запрессовывается в пространство между набором пластин и стальной втулкой. В некоторых конструкциях для увеличения прочности коллектора эту пластмассу армируют стальными кольцами. В этом случае миканитовые прокладки в нижней части делают несколько большими, чем медные пластины. Эта мера исключает возможность замыкания медных пластин армировочными кольцами. Недостатком кол- 826
лектора на пластмассе является возможность прогорания пластмассы на стыке с медью на внешнем торце коллектора при наличии в этих местах зазоров, в которые попадает смазка и в которых оседает угольная пыль. Кроме того, в коллекторах на пластмассе затруднено охлаждение корпуса из-за низкой теплопроводности пластмассы.
Коллекторы с нажимными конусными фланцами (шайбами) имеют более прочную конструкцию, однако стоимость этих коллек-
Рис. 11.10. Коллектор на пластмассе:
/ — медная пластина; 2 — пластмасса：
Рис. 11.11. Коллектор с нажимными фланцами (шайбами)Рис. 11.11. Коллектор с нажимными фланцами (шайбами)3 — армировочное кольцо; 4 — стальная втулка
Рис. 11.11. Коллектор с нажимными фланцами (шайбами)
Рис. 11.11. Коллектор с нажимными фланцами (шайбами)
торов выше, чем коллекторов на пластмассе. Набор медных пластин и миканитовых прокладок удерживается в таком коллекторе силами арочного распора, возникающими при давлении конусной части фланцев на ласточкин хвост пластин.
Устройство коллектора с нажимными фланцами (шайбами) показано на рис. 11.11. Нажимные фланцы /, надетые на втулку 2, стянуты кольцевой гайкой 3. Коллекторные пластины изолируются от втулки 2 миканитовым цилиндром 5? а от конусных фланцев —— миканитовыми манжетами 4. Для присоединения коллекторных пластин к секциям обмотки якоря каждая пластина имеет выступающую часть с продольным пазом, называемую петушком 6. В паз закладывают и затем пропаивают концы секций обмотки якоря.
Рассмотренная конструкция коллектора с кольцевой гайкой применяется лишь при сравнительно небольшой длине коллектора. Более прочной и надежной является конструкция коллектора с затяжкой конусных фланцев стальными шпильками или болтами
(рис. 11.12, а, б). Количество таких шпилек (болтов) 7Vm принимают в зависимости от диаметра коллектора: при диаметре коллектора до 500 мм Мд = 6Х2； при диаметре коллектора от 500 до 1000 мм %т= 14+22. Диаметр шпилек рекомендуется брать не менее 16 мм. Для лучшего охлаждения в стальной или чугунной втулке иногда делают вентиляционные каналы.
Коллектор состоит из большого числа деталей разной конфигурации, изготовленных из материалов с различными физическими свойствами. Это обстоятельство делает механический расчет коллектора весьма сложным и к тому же ориентировочным.
На основании опыта проектирования современных серий машин постоянного тока выработаны рекомендации для определения размеров, мм, коллекторной пластины (рис. 11.13) :
высота пластины
色笈(0,8+1,15)，瓦；(П.9)
высота ласточкина хвоста '
历弋(0,5 + 0,55)%(11.10)
длина средней части ласточкина хвоста
% = (1,2 + 1,6)比；(11.11)
крайние части ласточкина хвоста должны иметь неодинаковую длину (/з＞，5), что способствует более равномерному распределению центробежных сил между пластинами.
В приведенных выше формулах меньшие значения Лк и 用】соответствуют окружной скорости коллектора ук^30 м/с, а большие —— ик=40—50 м/с.
Выточку 厶= 6+8 мм делают по технологическим соображениям——для вывода шлифовального круга при обработке рабочей поверхности коллектора, а также для выхода фрезы при продорожке миканита между пластинами коллектора..
Размер /2 принимают равным 12—15 мм при многовековых секциях или 15—20 мм при одновитковых секциях обмотки якоря.
Углы аир, определяющие профиль ласточкина хвоста, обычно принимают: при Q^W 150 мм а=45°, р=3°; при £>к>150 мм а=30°, 6 = 3°.
Толщина миканитовых манжет равна 1—1,5 мм, а миканитового цилиндра 0,75—1,0 мм.
ВАЛ И ПОДШИПНИКИ
Вал машины постоянного тока, так же как и других машин, подвержен действию момента кручения и изгибающего момента от силы тяжести насаженных на вал деталей, силы магнитного тяже- ния, центробежных сил небаланса и т. п.
Расчет вала машины постоянного тока ведут по формулам, приведенным в § 7.4, со следующими уточнениями:
при определении прогиба вала под серединой сердёчника якоря от силы тяжести насаженных на вал деталей следует учитывать силу тяжести коллектора, т. е.
А = 々 + 0,85 尸 к,(11.12)
где 尸2 — сила тяжести якоря, Н, определяемая по (7.8); FK ——сила тяжести коллектора, Н:
尸К = 60龙/k • 10一6,(11.13)
где DK и /к ——наружный диаметр коллектора (по рабочей поверхности пластин) и его активная длина, мм;
при расчете начальной силы одностороннего магнитного тя- жения по (7.18) следует принять следующие значения коэффициента 々戶：при 2P = 2 力尸=0,13; при 2P = 4 и более ^р = 0,20.
При конструировании вала следует стремиться к минимальному числу ступеней. Для машин постоянного тока с высотой оси вращения 用《315 мм принимают выступающий конец вала цилиндрической формы, а для машин с й>315 мм возможно применение выступающего конца вала конической формы. При этом некоторые конструкции машин могут иметь два выступающих конца вала конической формы. В случае повреждения одного конца вала возможна дальнейшая эксплуатация машины с использованием другого конца вала.
Вал машины обычно имеет упорный выступ для фиксации положения сердечника якоря. Высоту такого выступа принимают не менее, мм,
Лв = 0,0Ю2+ 1. (11.14)
В местах посадки на вал сердечника якоря, коллектора и вентилятора, а также!* на выступающих концах вала предусматриваются шпоночные пазы.
В машинах постоянного тока общего назначения с высотой оси вращения до 500 мм применяют подшипники качения. Расчет требуемых параметров и выбор этих подшипников выполняют в порядке, указанном в § 7.6. При этом коэффициент ^н, учитывающий характер нагрузки, в формулах (7.31) — (7.35) следует принять равным для машин с Л<315 мм 應= 2,0; для машин с 九》315 мм йп —2,5.
ТОКОСЪЕМНОЕ УСТРОЙСТВО
Токосъемное устройство машины постоянного тока состоит из щеток и щеткодержателей, бракетов и траверс.
Щетки для электрических машин прессуют из угольных и графитных порошков. Марки щеток и их свойства приведены в
Рис. 11.14. Щеткодержатели радиального типа: а — одинарный; 6 — сдвоенный:Рис. 11.14. Щеткодержатели радиального типа: а — одинарный; 6 — сдвоенный:
Рис. 11.14. Щеткодержатели радиального типа: а — одинарный; 6 — сдвоенный:
Рис. 11.14. Щеткодержатели радиального типа: а — одинарный; 6 — сдвоенный:
табл. 2.2. Каждая щетка обычно снабжается гибким плетеным канатиком с припаянным наконечником, посредством которого щетка ； присоединяется к неподвижной части щеткодержателя.i
Щеткодержатели, применяемые в машинах постоянного тока, J разделяются на два основных вида ——радиальные и наклонные j (реактивные).1
Наибольшее применение получили радиальные щеткодержате- J ли (рис. 11.14, а), в которых ось щетки расположена перпендику- j лярно поверхности коллектора, т. е. радиально. В латунную обойму ； 330
/ вставляется щетка 2, пружина 3 осуществляет давление на щетку, прижимая ее к коллектору. Щеткодержатель закрепляют на щеточном пальце посредством зажима 4. Применяются также щеткодержатели сдвоенного типа (рис. 11.14, б). Достоинство радиальных хцеткодержателей состоит в том, что их можно применять в реверсивных машинах, так как условия работы таких щеткодержателей не зависят от направления вращения коллектора.
Наклонные (реактивные) щеткодержатели (рис. 11.15, а) применяют только в машинах одностороннего вращения ——обычно в генераторах. Эти щеткодержатели обеспечивают лучшие условия
Рис. 11.15. Щеткодержатель наклонного типа (реактивный)Рис. 11.15. Щеткодержатель наклонного типа (реактивный)
Рис. 11.15. Щеткодержатель наклонного типа (реактивный)
Рис. 11.15. Щеткодержатель наклонного типа (реактивный)
Рис. 11.16. Щеточная траверса машины малой мощности
работы щеточного контакта, так как при определенном усилии пружины Fnp (рис. 11.15, 6) можно подобрать такой угол наклона щетки а, при котором сила трения щетки о коллектор FTP уравновешивается касательной составляющей усилия пружины 尸 11Pt и щетка не будет прижата к стенке щеткодержателя, а сила Fnpn будет равномерно прижимать щетку к коллектору.
Для обеспечения пл явного перемещения щетки в щеткодержателе необходим зазор от 0,1 до 0,3 мм между стенками обоймы и щеткой.
В машинах малой мощности щеткодержатели крепят на пальцах круглого или прямоугольного сечения. Число щеточных пальцев равно числу главных полюсов в машине. Пальцы закрепляют на траверсе и изолируют от нее миканитовыми втулками или же опрессовывают пластмассой в местах крепления.
На рис. 11.16 показана щеточная траверса машины небольшой мощности. Траверса сделана неразъемной, но в ней предусмотрена прорезь, стягиваемая болтом для фиксации траверсы на опорной поверхности— на заточке подшипникового щита. В более крупных машинах траверсу делают из двух полуколец, соединяемых болтами. В некоторых конструкциях машин постоянного тока с высотой оси вращения 九=355+500 мм применяют крепление щеточных пальцев непосредственно к подшипниковому щиту.
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ Я./
ОБМОТОЧНЫЕ ПРОВОДА
Т а б л и ц а П.1.1. Диаметры и площади поперечного сечения круглых 1медных эмалированных проводов марок ПЭТВ и ПЭТ-155
Номинальный Диаметр неизолированного провода, мм
Среднее значение диаметра изолированного провода, мм
Площадь поперечного сечення неизолированного провода, мм2
Номинальный диаметр неизолированного провода, мм
Среднее зна* ченне диаметра изолированного провода, мм
Площадь поперечного сечения нензолиро- ваииого провода, мм2
0,08
0,10
0,00502
(0,53)
0,585
0,221
10,09
0,11
0,00636
0,56
0,615
0,246
0,10
,0,122
0,00785
0,60
0,655
0,283
0,112
0,134
0,00985
0,63
0,69
0,312
0,125
0,147
0,01227
(0,67)
0,73
0,353
(0,132)
0,154
0,01368
0,71
0,77
0,396
:0,14
0,162
0,01539
0,75
0,815
0,442
0,15
0,18
0,01767 '
0,80
0,865
0,503
0,16
0,19
0,0201
0,85
0,915
0,567
0,17
0,20
0,0227
0,90
0,965
0,636
0,18
0,21
0,0255
'0,95
1,015
0,709
(0,19)
0,22
0,0284
1,00
1,08
0,785
0,20
0,23
0,0314
1,06
1,14
0,883
(0,212)
0,242
0,0353
1,12
1,20
0,985
0,224
0,259
0,0394
1,18
1,26
1,094
(0,236)
0,271
0,0437
1,25
1,33
1,227
0,25
0,285
0,0491
1,32
1,405
1,368
(0,265)
0,300
0,0552
1,40
1,485
1,539
0,28 门
0,315
0,0616
1,50
1,585
1,767
(0,30)
0,335
0,0707
1,60
1,685
2,011
0,315
0,350
0,0779
1,70
1,785
2,27
0,335
0,370
0,0881
1,80
1,895
2,54
0,355
0,395
0,0099
1,90
1,995
2,83
0,375
0,415
0,1104
2,00
2,095
3,14
0,40
0,44
0,1257
2,12
2,22
3,53
0,425
0,465
0,1419
2,24
2,34
3,94
0,45
0,49
0,1590
2,36
2,16
4,36
'(0,475)
0,515
0,1772
2,50
2,60
4,91
0,50
0,545
0,1963
Примечания: 1. Провода, размеры которых указаны в скобках, следует примеиять- только в отдельных случаях при обосновании технико-экономической целесообразности.
2. Среднее значение диаметра изолированного провода вычислено с учетом расчетной средней двусторонней толщины эмалевой изоляции, принимаемой как округленное среднеарифметическое из минимальной и максимальной толщины.
^ Таблица
П.1.2.
Размеры и площади
поперечного
сечения прямоугольной проволоки
4 •
M m w
Номинальный размер проволоки по меньшей стороне а, мм
語铝
0,80
0,85
0,90
0.95
1.00
1.06
1.12
1.18
1.25
1,32
1,40
1,50
1.60
1.70
-1.80 1
1,90
2,00
2,12
Расчетное сечение проволоки, мм2
2,00
1,463
1,545
1,626
1,706
1,785
1,905
2,025
2,145
2,285
2,425
12,585
一
2,12
1,559
—
1,734
一
1,905
—
2,160
一
2,435
—
2,753
—
—
—
—
—
一
—
2,24
1,655
1,749
1,842
1,934
2,025
2,160
2,294
2,429
2,585
2,742
2,921
3,145
3,369
2,36
1,751
一
1,950
2,145
一
2,429
一
2,735
3,089
3,561
—
一
2,50
1,863
1,970
2,076
2,181
2,285
2,435
2,585
2,736
2,910
3,085
3,285
3,535
3,785
3,887
4,137
2,65
1,983
—
2,211
一
2,435
2,753
3,098
3,495
4,025
一
4,407
一
2,80
2,103
2,225
2,346
2,466
2,585
2,753
2,921
3,089
3,285
3,481
3,705
3,985
4,265
4,397
4,677
4,957
5,237
3,00
2,263
2,526
2,785
3,145
3,535
3,985
4,585
5,038
5,638
一
3,15
2,383
2,522
2,661
2,799
2,935
3,124
3,313
3,502
3,723
3,943
4,195
4,510
4,825
4,992
5,307
5,622
5,937
6,315
3,35
2,543
2,841
3,135
3,537
—
3,973
—
4,475
—
5,145
5,667
—
6,337
—
3,55
2,703
2,862
3,021
3,179
3,335
3,548
3,761
3,974
4,223
4,471
4,755
5,110
5,465
5,672
6,027
6,382
6,737
7,163
3,75
2,863
3,201
—
3,535
3,985
—
4,473
—
5,035
5,785
—
6,387
—
7,137
—
4,00
3,063
3,245
3,426
3,606
3,785
4,025
4,265
4,505
4,785
5,065
5,385
5,785
6,185
6,437
6,837
7,237
7,637
8,117
4,25
3,263
3,651
—
4,035
4,545
5,098
5,735
—
6,585
—
7,287
8,137
—
4,50
3,463
3,670
3,876
4,081
4,285
4,555
4,825
5,095
5,410
5,725
6,085
6,535
6,985
7,287
7,737
8,187
8,637
9,177
4,75
3,663
4,101
—
4,535
5,105
5,723
6,435
7,385
—
8,188
9,137
5,00
3,863
4,095
4,326
4,556
4,785
5,085
5,385
5,685
6,035
6,385
6,785
7,285
7,785
8,137
8,637
9,137
9,637
10,24
5,30
4,103
—
4,596
5,085
5,721
6,410
—
7,205
8,265
—>
9,177
10,24
—
5,60
4,343
4,605
4,866
5,126
5,385
5,721
6,057
6,393
6,785
7,177
7,625
8,185
8,745
9,157
9,717
10,28
10,84
11,51
6,00
4,663
—
5,226
НйШЮ
5,785
6,505
7,285
8,185
9,385
10,44
11,64
6,30
4,903
5,200
5,496
5,791
6,085
6,463
6,841
7,219
7,660
8,101
8,605
9,235
9,865
10,35
10,98
11,61
12,24
12,99
6,70
7,10
—
一
5,856
6,216
6,551
6,485
6,885
7,311
7,289
7,737
8,163
8,160
8,660
9,157
9,165
9,725
10,44
10,510
11,15
11,71
11,70
12,42
13,13
13,04
13,84
14,69
7,50
8,00
7,285
7,785
8,265
8,185
8,745
9,225
9,160
9,785
10,35
10,29
10,99
11,79
11,79
12,59
13,24
13,14
14,04
14,84
14,64
15,64
16,60
8,50
—
—
一
—
—
9,305
—
10,41
—
11,69
13,39
14,94
一
16,64
9,00
—
一
—
一
—
9,865|10,410
11,04
11,67
12,39
13,29
14,19
14,94
15,84
16,74
17,64
18,72
9,50 JQ 0
一
一
一
—
—
11,66
12,99
13,09
14,99
16,74
18,64
12,29
13,79
14,79
15,79
16,64
17,64
18,64
19,64
20,84
10,6
11,2
一
—
14,63
一
16,75
18,72
20,84
■—■
—
—
15,47
16,59
17,71
18,68
19,80
20,92
22,04
23,38
11,8
一
一
—
—
一
一
—
18,67
20,88
-
23,24
12,5
—
—
一
—
一
—
19,79
20,89
22,14
23,39
24,64
26,14
Продолжение табл. П.1.2
® Яо « S
Номинальный размер проволоки по меньшей стороне а. мм
—
2.24
2,36
2,50
2,65
2,80
3,00
3,15
3,35
3,55
3,75
4,00
4,25
4,50
4,75
5.00
5,30
5,60
Н аяю а
расчетное сечение проволоки,
мм3
2,00
2,12
—
—
2,24
—
—
—
—
2,36
—
—
—
2,50
—
—
—
—
3 3
5
2,65
—
—
一
一
—
—
-—
—.
一
一
—
一
—
—
—
—
—
3.
Продолжение
табл.
H.L2
6
—
—
Номинальный размер проволоки по
меньшей стороне а, мм
i
2.24
2,36
2,50
2.65
2,80
3,00
3,15
3,35
3,55
3,75
4,00
4,25
4,50
4,75
5.00
5.30
5,60
Расчетное сечение проволоки, мм2
2,8()
一
一
一
一
3,00
—
—
3,15
6,693
—
—
—
—
一
一
一
3,35
7,141
一
—
—
—
3,55
7,589
7,829
8,326
一
—
一
—
—
一
—
3,.75
8,037
8,826
—
一
4,00
8,597
8,891
9,451
10,65
10,85
—
—
—
—
—
一
4,25
9,157
—
10,08
11,35
4,50
9,717
10,07
10,70
11,3b
12,05
12,95
13,63
—
—
一
—
—
—
一
4,75
10,28
—
11,33
12,75
一
14,41
5,00
10,84
11,25
11,95
12,70
13,45
14,45
15,20
16,20
17,20
一
一
—
一
一
—
—
5,30
11,51
12,70
—
14,29
一
16,15
—
18,27
—
一
5,60
12,18
12,67
13,45
14,29
15,13
16,25
17,09
18,21
19,33
20,14
21,54
—
—
—
一
—
—
6,00
13,08
一
14,45
16,25
18,35
一
20,75
一
23,14
—
—
、 —
—
—
—
6,30
13,75
14,32
15,20
16,15
17,09
18,35
19,30
20,56
21,82
22,77
24,34
25,92
27,49
—
—
—
—
6,70
14,65
—
16,20
—
18,21
—
20,56
—
23,24
25,94
—
29,29
—
—
7,10
15,54
16,21
17,20
18,27
19,33
20,75
21,82
23,24
24,66
25,77
27,54
29,32
31,09
32,87
34,64
一
—
7.50
16,44
18,20
20,45
—
23,08
—
26,08
—
29,14
—
32,89
—
36,64
8,00
17,56
18,33
19,45
20,65
21,85
23,45
24,65
26,25
27,85
29,14
31,14
33,14
35,14
37,14
39,24
41,54
43,94
1ЙМИ|И^1
Ц^|Ц^^|
г—」…
8,50
18,68
20,70
23,25
26,23
29,63
33,14
37,39
41,64
46,74
9,00
19,80
20,69
21,95
23,30
24,65
26,54
27,80
29,60
31,40
32,89
35,14
37,39
39,64
41,89
44,14
46,84
49,54
9,50
20,92
23,20
26,05
29,38
33,18
37,14
41,89
46,64
52,34
10,0
22,04
23,05
23,45
25,95
27,45
29,45
30,95
32,95
34,95
36,64
39,14
41,64
44,14
46,64
49,14
52,14
55,14
10,8
23,38
—
25,95
—
29,13
—
32,84
—
37,08
—
41,54
—
46,84
—
52,14
—
58,50
H,2
24,73
25,88
27,45
29,13
30,81
33,05
34,73
36,97
39,21
41,14
43,94
46,74
49,54
52,34
55,14
58,50
61,86 •
11,8
26,07
28,95
32,49
36,62
41,34
46,34
52,24
-
52,14
65,22
12,5
27,64
24,95
30,70
32,58
34,45
36,95
38,83
41,33
43,83
46,02
49,14
52,27
55,39
58,52
61,64
65,39
69,14
1
Номинальный размер проволоки по боль-Номинальный размер проволоки по меньшей строке а, мм3,283,353,533,553,753,804.004.104,254,404,50 一4.704,75и. ммРасчетное сечеиие проволоки, мм210,811,2—36,97—39,2141,14—43,94—46,74—49,5452,3411,6———11,8———41,3446,3452,2412,5—41,33—43,8346,0249,1452,2755,3958,5213,2——46,3151,9458,5413,5—————14,0—46,35—49,1551,9555,1458,6462,1465,6414,515,0——52,7059,1466,6415,6——16,0—53,05—56,2559,1463,1467,1471,1475,1416,854,62—58,82—63,3668,0273,0678,1018,058,56—63,06—67,92—72,9478,3483,7419,563,48—68,35—73,6279,0984,9490,7920,0一—79,52Номинальный размер проволоки по боль-Номинальный размер проволоки по меньшей строке а, мм3,283,353,533,553,753,804.004.104,254,404,50 一4.704,75и. ммРасчетное сечеиие проволоки, мм210,811,2—36,97—39,2141,14—43,94—46,74—49,5452,3411,6———11,8———41,3446,3452,2412,5—41,33—43,8346,0249,1452,2755,3958,5213,2——46,3151,9458,5413,5—————14,0—46,35—49,1551,9555,1458,6462,1465,6414,515,0——52,7059,1466,6415,6——16,0—53,05—56,2559,1463,1467,1471,1475,1416,854,62—58,82—63,3668,0273,0678,1018,058,56—63,06—67,92—72,9478,3483,7419,563,48—68,35—73,6279,0984,9490,7920,0一—79,52Продолжение табл. П.1.2Продолжение табл. П.1.2
Номинальный размер проволоки по боль-
Номинальный размер проволоки по меньшей строке а, мм
3,28
3,35
3,53
3,55
3,75
3,80
4.00
4.10
4,25
4,40
4,50 一
4.70
4,75
и. мм
Расчетное сечеиие проволоки, мм2
10,8
11,2
—
36,97
—
39,21
41,14
—
43,94
—
46,74
—
49,54
52,34
11,6
—
—
—
11,8
—
—
—
41,34
46,34
52,24
12,5
—
41,33
—
43,83
46,02
49,14
52,27
55,39
58,52
13,2
—
—
46,31
51,94
58,54
13,5
—
—
—
——
14,0
—
46,35
—
49,15
51,95
55,14
58,64
62,14
65,64
14,5
15,0
—
—
52,70
59,14
66,64
15,6
—
—
16,0
—
53,05
—
56,25
59,14
63,14
67,14
71,14
75,14
16,8
54,62
—
58,82
—
63,36
68,02
73,06
78,10
18,0
58,56
—
63,06
—
67,92
—
72,94
78,34
83,74
19,5
63,48
—
68,35
—
73,62
79,09
84,94
90,79
20,0
一
—
79,52
Номинальный размер проволоки по боль-
Номинальный размер проволоки по меньшей строке а, мм
3,28
3,35
3,53
3,55
3,75
3,80
4.00
4.10
4,25
4,40
4,50 一
4.70
4,75
и. мм
Расчетное сечеиие проволоки, мм2
10,8
11,2
—
36,97
—
39,21
41,14
—
43,94
—
46,74
—
49,54
52,34
11,6
—
—
—
11,8
—
—
—
41,34
46,34
52,24
12,5
—
41,33
—
43,83
46,02
49,14
52,27
55,39
58,52
13,2
—
—
46,31
51,94
58,54
13,5
—
—
—
——
14,0
—
46,35
—
49,15
51,95
55,14
58,64
62,14
65,64
14,5
15,0
—
—
52,70
59,14
66,64
15,6
—
—
16,0
—
53,05
—
56,25
59,14
63,14
67,14
71,14
75,14
16,8
54,62
—
58,82
—
63,36
68,02
73,06
78,10
18,0
58,56
—
63,06
—
67,92
—
72,94
78,34
83,74
19,5
63,48
—
68,35
—
73,62
79,09
84,94
90,79
20,0
一
—
79,52
Продолжение табл. П.1.2
Продолжение табл. П.1.2
Продолжение табл. ПЛ.2
й
Номинальный размер проволоки по большей стороне 瓦 мм
Номинальный размер проволоки по меньшей стороне а, мм
3,28 1 3,35 1 3,53 1 3,55 |3,75|3,80|4,00
4,101 4,25 14,40| 4,50 |4,70
4,75
Расчетное сеченне проволоки, мм2
22,0 25,0, 26,3 28,0 30,0 32,0 35,0
71,68
81,52
77,18
87,77
92,36
—
83,12
94,52
99,46
105,92
113,52
99,52
111,94
119,52
89,34 101,64 106,97 113,94 122,14 130,34
95,94 109,14 114,86 122,34 131,14
139,94 153,14
П
родолш
102,54
116,40
122,75
130,74
140,14
149,54
163,64
сение табл
.П.1.2
Номинальный размер проволоки по меньшей стороне а, мм
размер проволо-
5,00 I
5,101
5,30
5,50
5,60
6,00,
6,50
7,00
8,00
9,00
10,0
11,0 1
12,5
стороне 匕，мм
Расчетное сечение проволоки, мм2
10,8
—
—
一
96,34
—
11,2
55,14
58,50
61,86
—
—
—
—
—
—
11,6
一
—
—
—
一
103,54
一
—
—
11,8
58,14
—
65,22
—
—
—
-—
—
—
—
—
12,5
61,64
65,39
一
69,14
—
一
一
99,14
111,64
124,14
136,66
155,41
13,2
65,14
—
73,06
—
—
—
—
—
—
—
13,5
—
—
—-
93,64
107,14
120,64
—
—
—
14,0
69,14
73,34
—
77,54
—
—
—
—
—
—
—
14,5
—
—
—
—
93,39
100,64
115,14
129,64
—
—
—
15,0
74,14
—
—
83,14
—
—
—
—
—
—
—
—
15,6
—
100,54
108,34
123,94
139,54
154,14
—
—
16,0
79,14
83,94
88,74
95,14
—
—
127,14
—
—
—
—
16,8
84,82
91,54
—
99,94
108,34
116,74
133,54
—
—
—
—
18,0
90,94
—
98,14
—
107,14
116,14
125,14
143,14
—
—
—
—
19,5
98,59
—
106,39
—
116,14
125,89
135,64
155,14
—
—
—
—
20,0
99,14
—
—
—
119,14
—
—
159,14
—
—
—
—
22,0
—
111,34
—
120,14
—
131,14
142,14
153,14
—
—
—
25,0
124,14
126,64
——
136,64
149,14
161,64
174,14
26,3
—
133,27
—
143,79
—
158,94
170,09
183,24
—
—
—
—
—
28,0
—
141,94
—
153,14
167,14
181,14
195,14
30,0
149,14
152,14
—
164,14
32,0
—
162,34
■—
175,14
35,0
Примечания: 1. Проволока с размерами, расположенными в пределах, ограниченных сверху и снизу линией , может поставляться для изготовления обмоточного провода марок ПЭТВП н ПЭТП-155 с нагревостойкой высокопрочной эмалевой изоляцией.
2. Проволока с размерами, расположенными в пределах, ограниченных линией, может поставляться для изготовления обмоточного провода марок ПСД н ПСДК с изоляцией из бесщелочного стекловолокна с подклейкой н пропиткой нагревостойкнм нлн кремннйорганнческнм лаком.
3. Проволока с размерами, расположенными в пределах, ограниченных лннней, может поставляться для изготовления обмо
точного провода марки ПСДКТ с утоненной изоляцией нз бесщелочного стекловолокна н пропиткой кремннйорганнческнм лаком.
Таблица П.1.3. Номинальные размеры, мм, и расчетные сечения, мм2, шин
S
а, мм
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
7
8
9
10
и
12,5
14
16
18
20
25
30
'16
175,1
199,1
233,1
255,1
20
199,1
219,1
249,1
279,1
319,1
359,1
399,1
25
199,1
224,1
249,1
274,1
311,6
349,1
399,1
449,1
499,1
624,1
30
—
—
—
—
179,1
194,1
209,1
239,1
269,1
299,1
329,1
374,1
419,1
479,1
539 .1
599,1
749,1
899,1
32
—
—
191,1
207,1
35
—
—
174,1
191,6
209,1
226,6
—
279,1
349,1
—
436,6
699,1
40
159,5
179,1
199,1
219,1
239,1
259,1
279,1
319,1
359,1
399,1
439,1
499,1
559,1
639,1
719,1
799,1
999,1
1199,1
45
179,5
201,6
224,1
246,6
269,1
291,6
314,1
359,1
404,1
449,1
494,1
561,6
629,1
719,1
809,1
899,1
1349,1
50
199,5
224,1
249,1
274,1
299,1
324,1
349,1
399,1
449,1
499,1
549,1
624,1
699,1
799,1
899,1
999,1
55
219,5
246,6
274,1
301,6
329,1
356,6
384,1
429,1
494,1
549,1
686,6
879,1
—
1099,1
60
239,5
269,1
299,1
329,1
359,1
389,1
439,1
479,1
539,1
599,1
—
749,1
—
959,1
1199,1
65
259,5
291,6
324,1
—
389,1
—
454,1
—
584,1
649,1
—
811,6
1039,1
—
70
279,5
314,1
349,1
—
—
—
—
559,1
629,1
699,1
—
874,1
—
1119,1
—
75
—
—
—
599,1
――
—
—
—
т
80
319,5
359,1
399,1
—
479,1
—
559,1
639,1
—
799,1
999,1
—
90
359,5
404,1
449,1
—
539,1
—
629,1
719,1
899,1
—
1124,1
100
399,5
449,1
499,1
—
599,1
—
699,1
799,1
999,1
1249,1
120
—
—
—
一
—
一
959,1
1199,1
—
一
—
—
Примечание. Расчетные сечення указаны с учетом закругления углов.
w Таблица П.1.4. Максимальные размеры провода ПЭТВСД
амм
%з, ММ1
%з「мм
прн
40MHнальном размере а,
ММ
0,9-2,0 1
2,12—3,55 1
0.9 J
1.01
1,06
1,12 J
1,181
1,25 1
1,32 J
1,4
1,5
1,6
1,7 1
1,8
2,80
3,26
二
二
1,54
二
二
3,15
3,61
一
1,96
2,06
2.16
—
2,35
4.50
4,75
4,96
5,21
5,02
5,27
1,58
1,70
1,83
二
1.98
2,06
2,16
2,18
二
2,36
2,38
5,0
5.46
5,52
1,58
二
1,70
1,83
1,90
1,98
2,08
2,18
2.28
2,38
5,6
6,06
6,12
1,58
1,70
1,83
1,90
1,98
2,08
2,18
2,28
2,38
6,0
6,46
6,52
1,60
二
1,72
1,85
2,00
2,20
2,40
6,3
6,78
6,84
一
1,92
2,20
2,22
2,40
7,1
7,58
7,64
1,32
1,60
1,66
1,72
1,78
1,85
1,92
2,00
2,10
2,2
2,30
2,40
7,5 8,0
.7,98
8,48
8,04
8,54
二
1,62
二
1,74
1,8
1,87
1,87
1,94
2,02
2,02
2,12
2,22
2,22
2,32
2,42
2,42
%8
мм
вИЗ'
им
прн номинальном
размере а,
мм
0,9-2,0
2,12-3,55
1,9
2,0
2.12
2,24
2,36
2,50
2,65
2.8
3.0
3,15
3,35
3,55
3,15
4,50
3,61
4,96
552
2,46
2,56
2,56
2,68
二
二
3,06
二
二
二
—
二
二
4,75
5,21
5,27
2,58
2,83
二
3,09
3,39
二
二
5,0
5,46
5,52
2,48
2,58
2,70
2,83
3.09
3,24
3,39
3,61
5.6
6,06
6,12
2,48
2,58
2,70
2,83
二
3,09
3.24
3,39
3.61
二
6,0
6,46
6,52
2,6
—
6,3
6,78
6,84
2,72
2,85
2,97
3,11
3,26
3,41
二
3,78
二
6,7
7,18
7,24
3,11
一
一
4,18
7.1
7,58
7,64
2,5
2.6
2,72
2,85
2.97
3,11
3.26
3,41
3,68
3,78
3,98
7,5
7,98
8,04
2,62
2,87
3,13
3,43
3,80
二
8,0
8,48
8,54
2,52
2,62
2,74
2,87
2,99
3,13
3,28
3,43
3.65
3,80
—
Т а 6 占 н и
П м 3
iiiiiOOOOO。
3 2 —
7501754322 = 1；—Uf~ , 7 7 О 5 5 2 О 2 6 2 8 5 2 众央 ％ 5 00000000213240042
^^吐；754322-11广
§gSS8gSS^5^8ggi^^2Sa
眾台^^854322111士
62堂385432 2 1 = К= 38^96 383473963086 3
。£>004601735126575
1г8§§а১§5йа8аз
覇翳叁譏緞窮翦詬飴
霓襲羽龄幾拒爸叵^殴
w
W A ■s'
i
8
I
i
S
22222iiiiiiiiiiOOOOOO
4匕21工>9876 543210987654
So^o^w
§l§§8§§i§§§§5S3Ssaas8
§|§§§§§|§§й§ё§5§$33а8
s^Sasx^
§§§§ll§lh88sSg§8S=；24
1^*m^ 工
§§§§§ii|igg§8§S8S2Sag
1
8
g
A м
HilflillhgsSSsssass
§§§§§§§§iS§§§KS2S82S8
S^ass^s
§§§§§8§1зШаа5§^2зз
哲S?总出律55二
§§§§§§§!§
3521111一一
W8^驾但¥债汽鸿^殷自
sssS^s^^
§§§§§§ll§IS8i§S§S83!$2
訳^養达51：
患盛翦窘斃魏氈関阪与^€
云
I
f
'I
g
CO
T a 6 占 =
Продолжение табл. П23
Таблица П.2.6. Таблица намагничивания для зубцов асинхронных двигателей
0
0.01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0.07
0.08
0.09
В, Тл
Н, А/м
286
290
293
301
308
312
320
324
329
333
342
350
355
365
370
375
380
391
401
406
417
424
430
436
448
461
467
479
486
495
504
524
563
574
585
586
598
610
634
658
670
696
709
722
735
763
791
805
835
850
878
906
962
1020
1050
1080
1110
1150
1180
1220
1250
1290
1360
1400
1440
1480
1520
1570
1620
1670
1720
1830
1890
1950
2010
2070
2150
2250
2340
2430
2640
2760
2890
3020
3150
3320
3500
3680
3860
4260
4480
4700
4920
5140
5440
5740.
6050
6360
7120
7570
8020
8470
8920
9430
9940
10 460
10 980
И 500
12 000
12 600
13 200
13 800
14 400
15 100
15 800
16 500
17 200
18 000
18 800
19 600
20 500
21400
Сталь марок 2211 и 2312
Таблица П.2.4. Основная таблица намагничивания
Сталь марок 2211 и 2312
В, Тл
0
1。0
0,02
0,03
0,04 1 0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
Н, А/м
68
75
85
95
76
86
96
140 190 240 300 400 550 1000
L 1600 f 3400
7700
13 400
19 400
38 800
65 600
144 000
224 000
304 000
70
71
78
79
88
89
103
108
145
150
155
195
200
205
246
252
258
310
320
330
410
420
430
580
610
650
1060
1120
1180
1750
1900
2050
3600
3800
4100
8200
8900
9400
14 000
14 600
15 200
20 000 '41 000
21 800
23 700
43 200
45 400
72 500
80 000
88 000
152 000
232 000
160 000
240 000
168 000
248 000
312 000
320 000
328 000
72
73
80
81
90
91
113
118
160
165
210
215
264
270
340
350
440
460
690
730
1240
1300
2200
2350
4400
4700
10 000
10600
'15 800
16 400
25 700
27 800
47 600
96 000
49 800
104 000
176 000
184 000
264 000
344 000
256 000
336 000
73
74
82
83
92
93
122
126
170
175
220
276
225
282
360
370
470
480
780
830
1360
1420
2500
2700
5300
5900
И 100
11700
17 000
17 600
30 000
32 200
52 000
112 000
54 500
120 000
192 000
272 000
200 000
280 000
352 000
360 000
131
180
230
135
186
235
294
В, Тл
0
0.01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0.08
0,09
Н、А/м
0,4
140
143
146
149
152
155
158
161
164
171
0,5
174
177
180
184
186
190
192
196
198
202
0,6
204
209
213
216
221
224
229
233
237
241
0.7
245
249
253
257
262
267
272
277
282
287
0,8
292
297
302
306
311
316
322
326
331
337
0,9
342
347
353
360
366
372
379
384
390
396
1,0
403
409
417
425
433
440
450
460
470
477
1,1
488
497
509
517
527
537
517
559
570
582
1,2
593
602
613
626
638
651
663
677
695
710
1,3
724
738
755
770
790
804
820
840
857
879
■ 1,4
897
917
936
955
977
1000
1020
1040
1060
1090
1,5
1120
1150
1170
1210
1240
1270
1310
1330
1570
1410
1,6
1450
1490
1530
1560
1610
1650
1690
1750
1790
1840
1,7
1900
1940
2000
2070
2140
2220
2300
2380
2500
2600
1,8
2700
2800
2920
3050
3220
3330
3490
3610
3710
4000
1,9
4160
4350
4600
4800
5030
5330
5430
5790
6130
6420
2,0
6750
7170
7400
7790
8150
8520
9000
9400
9750
10 200
15 400
10 600
11 000
11 500
12 100
12 600
13 000
13 500
14 100
14 700
2,2
15 900
16 500
17 300
17 800
18 500
19 100
19 600
20 300
21 100
22 000
2,3
23 100
24 300
25 500
26 800
28 100
29 500
30 900
32 400
33 900
36 400
500
880
1480
2900
6500
12 200
18 200
34 400
57 500
128 000
208 000
288 000
368 000
390
520
940
1540
3100
7100
12 800
18 800
36 600
60 500 136 000 216000 296 000 376 000
двигателей
Ста л ь марок 2211 и 2312
0
1 0,01 1 0,02
1 0,03 1 0,04 1 0,05 1 0,06
0,07
0,08
0,09
в, Тл
—
Н, А/м
Таблица П.2.5. Таблица намагничивания для спинки асинхронных
0,4
89
91
0,5
” 108
ПО
0,6
131
134
0,7
159
162
0,8
194
198
0,9
231
235
1,0
274
279
1,1
332
338
1,2
410
418
1,3
509
521
1,4
656
675
1,5
905
934
1,6
1370
1440
1,7
2180
2310
1,8
3460
3630
1,9
5220
5600
2,0
10 400
И 100
93
94
96
113
115
118
120
136
139
141
144
166
169
172
176
201
239
204
208
212
243
248
252
284
344
289
295
300
351
357
367
426
435
444
455
533
546
558
572
695
717
740
763
965
1000
1040
1090
1520
1590
1660
1720
2410
2550
2610
2720
3800
3970
4140
4300
6000
6400
6900
7400
11 800
12 500
13 300
14 100
100
102
104
106
122
124
126
128
147
150
153
156
180
183
186
190
216
220
223
227
255
260
265
269
305
311
318
323
374
382
390
398
466
475
487
498
585
600
618
635
789
815
843
870
ИЗО
1190
1240
1290
1820
1910
2010
2100
2840
2980
3130
3290
4490
4670
4850
5040
7900
8500
9100
9700
14 900
15 800
16 700
17 600
Таблица П.2.7. Основная таблица намагничивания
Сталь 2411
В, Тл
0 .
0.01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
/Л А/м
0,4
67
68
69
70
71
72
73
74
75
76
0,5
77
78
79
80
81
83
84
85
87
89
0,6
90
92
94
96
97
99
101
103
105
107
0,7
109
Ш
ИЗ
115
117
119
122
124
127
130
0,8
133
135
138
141
144
147
150
154
158
162
0,9
166
170
174
179
184
187
194
199
205
211
1,0
217
223
230
237
244
252
260
269
277
286
1,1
295
304
314
324
334
344
355
366
377
388
1 2
399
411
423
435
447
460
473
486
500
540
1,3
585
630
680
735
795
860
930
1000
1070
1150
Я,4
1230
1320
1420
1520
1630
1750
1870
2010
2160
2320
1,5
2500
2680
2870
3080
3300
3540
3800
4090
4380
4700
1,6
5000
5380
5760
6200
6650
7120
7650
8200
8800
9400
1,7
10 000
10 500
11 000
И 500
12 000
12 500
13 100
13 700
14 300
14 900
1,8
15 600
16 200
16 800
17 500
18 300
19 100
30 000
20 000
20 900
36 000
21 900
22 900
1,9
23 900
25 000
26 200
27 400
28 700
32 000
42 000
50 000
2,0
59 000
68 000
77 000
86 000
95 000
104 ОСИ)
113 000
203 000
122 000
131000
221 000
140 000
230 000
2,1
149 000
158 000
167 000
176 000
185 000
194 000
374 000
212 000
2,3
329 000
333 800
347 000
356 000
365 000
383 000
392 000
401 000
491 000
410 000
500 000
2,4
419 000
428 000
437 000
446 000
455 000
464 000
473 000
482 000
Таблица
П.2.8. Таблица намагничивания для спинки асинхронных двигателей v
Сталь 2411
В, Тл
0
1 0,01
0.02
1 0,03
1 0.04
1 0,05
0,06
0.07
0,08
0,09
Н.
А/м
0,4
49
50
51
51
52
53
54
0,5
56
57
58
59
60
61
62
0,6
65
66
67
68
69
70
71
0,7
73
74
75
76
76
78
79
0,8
83
84
85
87
88
92
94
0,9
100
.102
104
105
107
109
112
114
1,0
116
118
121
124
126
129
136
139
143
1,1
146
150
154
158
162
167
176
182
188
1,2
192
198
204
210
216
222
238
246
260
1,3
272
300
316
330
340
370
386
399
1,4
410
460
490
530
570
660
710
770
1,5
820
960
1030
1100
1170
1230
1310
1400
1480
1,6
1560
1640
1730
1820
1920
2000
2100
2260
2440
2600
1,7
2800
2960
3100
3260
3400
3580
3740
3900
4100
4300
1,8
4500
4700
5000
5300
5500
5800
6100
6400
6800
7200
1,9
7600
8000
8500
9100
9700
10 300
11 100
11 900
13 100
14 200
2,0
16 000
18 000
20 000
22 000
23 800
25500
27 600
29600
31 500
33 800
Таблица
П.2.9. Таблица намагничивания для зубцов асинхронных двигателей Сталь 2411
0
L。m
1 0,02
1 0,03
1 0.04
1 0,05
0.06
1 0,07
1 0,08
1 0,09
В, Тл
儿
A./M
0,4
72
1 73
74
Z5
77
78
79
80
0,5
83
84
85
86
87
88
89
90
0,6
93
94
95
96
97
98
99
101
102
104
105
106
108
НО
111
113
115
117
118
120”
0,8
122
124
126
128
130
132
134
136
138
140备
0,9
142
144
147
149
151
155
158
160
163
1651
1,0
168
171
175
177
180
184
188
191
200$
1,1
204
207
212
216
222
227
232
237
247 手
1,2
254
259
265
272
277
284
291
298
3161
1,3
323
333
341
351
361
372
383
394
404
421 I
1,4
425
432
461
480
497
518
537
554
573
596
1,5
622
• 644
673
700
728
756
795
828
859
890
1,6
932
976
1020
1070
ИЗО
1180
1260
1350
1440
1520
1,7
1630
1740
1870
2020
2130
2300
2450
2630
2830
3040
1,8
3190
3410
3590
3830
4100
4400
4600
4800
5100
5400
1,9
5700
5900
6300
6600
6900
7200
7700
8100
8300
8700<
2,0
9200
9700
10 000
10 500
10 900
11 400
12 000
12 700
13 100
13 700，
2,1
14 200
15 000
15 800
16 500
17 200
17 900
18 700
19 800
20 600
21 600嗦
2,2
22 600
23 700
24 600
26 100
26 900
28 700
30 000
31 400
33 200
35 400 I
2,3
37 600
39 900
42 200
44 600
47 000
49500
52 000
54 600
57 200
59 8001
344
1
Таблица П.2.10. Таблица намагничивания для полюсов
Сталь 3411
0 1
0,01 1
0,02 1
0.03 1
0.04 J
0,05 1
0,06 1
0,07 1
0,08 J
0,09
В. Тл -
Я, А/м
1,0
170
170
180
185
190
190
200
200
210
210
1」
220
220
230
235
240
240
250
260
260
270
1,2
280
290
300
310
320
320
330
340
350
360
1,3
370
380
400
410
420
430
450
460
470
480
1,4
500
520
540
560
580
600
620
640
660
680
1,5
700
730
760
790
820
850
880
910
940
970
1,6
1000
1100
1200
1300
1400
1500
1600
1700
1800
1900
1,7
2000
.2100
2200
2300
2400
2500
2800
3100
3400
3700
1,8
4000
4300
4600
5000
5400
5900
6500
7100
7800
8500
1,9
9200
10 000
11 200
13 000
15 500
19000
22 500
26 000
30 000
35 000
2,0
40 000
45 000
50 000
55 000
60 000
—
—
:
—
Та 6
л и и а Г
1.2.11. Основная
таблица
намагничивания
Листовая сталь СтЗ толщиной 1—2 мм (для полюсов)
—
0
0,01
0,02 1
0,03
0,04
0,05 1
0,06 1
0,07
0,08 1
0,09
В, Тл
", А/м
0,1
100
—
—
—
—
—
—
—
—
—
0,2
140
—
—
—
—
—
0,3
180
—
—
—
—
0,4
210
—
—
—
-—
—
0,5
250
—
—
—
—
275
一
.0,6
295
—
—
—
320
—
一
0,7
345
—
—
一
—
375
—
0,8
405
—
—
—
•—
440
—
—
—
0,9
480
490
495
505
510
520
530
540
550
560
1,0
570
582
595
607
615
630
642
655
665
680
и
690
703
720
731
748
760
775
790
808
825
1,2
845
860
880
900
920
940
960
992
1015
1045
1,3
1080
1112
1145
1175
1220
1260
1300
1350
1393
1450
1,4
1490
1530
1595
1645
1700
1750
1835
1920
2010
2110
1,5
2270
2450
2560
2710
2880
3050
3200
3400
3650
3750
1,6
4000
4250
4500
4750
5000
5250
5580
5950
6230
6600
1,7
7050
7530
7950
8400
8850
9320
9800
10 300
10 800
11 400
1,8
11 900
12 400
13 000
13 500
14 100
14 800
15 600
16 200
17 000
17 800'
1,9
18 800
19 700
20 700
21 500
22 600
23 500
24 500
25 600
26 500
27 500
2,0
29 000
30 200
31 500
32 800
34 200
36 100
38 000
—
22—782
345
Таблица П.2.12. Основная таблица намагничивания. Литая сталь СтЗ, толстые листы, поковки
в, Тл
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
нс
*/м
0
0
8
16
24
32
40
48
56
64
72
0,1
80
88
96
104
112
120
128
136
144
152
0,2
160
168
176
184
192
200
208
216
224
232
0,3
240
248
250
264
272
280
288
296
304
312
0,4
320
328
336
344
352
360
368
376
384
392
0,5
400
404
417
426
434
443
452
461
470
479
0,6
488
497
506
516
525
535
544
554
564
574
0,7
584
593
603
613
623
632
642
652
662
672
0,8
682
693
703
724
734
745
755
766
776
787
0,9
798
810
823
835
848
850
873
885
898
911
1,0
924
938
953
969
986
1004
1022
1039
1056
1073
1,1
1090
1108
1127
1147
1167
1187
1207
1227
1248
1269
1,2
1290
1315
1340
1370
1400
1430
1460
1490
1520
1555
1,3
1590
1630
1670
1720
1760
1810
1860
1920
1970
2030
1,4
2090
2160
2230
2300
2370
2440
2530
2620
2710
2800
1,5
2890
2990
3100
3210
3320
3430
3560
3700
3830
3960
1,6
4100
4250
4400
4550
4700
4870
5000
5150
5300
5500
Рис. П.2.2. Кривые намагничивания зубцов асинхронных двигателей из сталей марок 2211, 2312 и 2411
Рис. П.2.1. Кривые намагничивания зубцов асинхронных двигателей из стали марки 2013 346
рис. П.2.3. Кривые намагничивания зубцов синхронных машин и машин посто янного тока из стали марки 2013
347
Рис. П.2.4. Кривые намагничивания зубцов синхронных машин и машин по- стоянного тока из сталей марок 2211, 2312 и 2411
ПРИЛОЖЕНИЕ П.З
ПОДШИПНИКИ КАЧЕНИЯ
II
2
Таблица П.3.1. Шарикоподшипники радиальные одиооядные по ГОСТ 8338-75
Условное [ обозначениеd, мм
подшипника
D, мм
В мм
г, мм
С н
С°. н
п, об/мии
Продолжение табл. П.3.1
Условное
обозначение под】и ипника
d, мм
D, мм
В, ммг, мм
с, н
С。，Н
п, об/мнн
亶210
50
90
202,0
27 000
19 800
6300
Л211
55
100
212,5
33 400
25100
5000
Я212
В213
60
65
НО
120
222,5
232,5
40 400
44 000
30 900
34 000
5000
5000
Ж214
70
125
242,5
48000
37 400
4000
1215
75
130
252,5
51 000
41 000
4000
乙216
80
140
263,0
56 000
44 500
4000
217
85
150
283,0
64 000
53 100
4000
:218
90
160
303,0
74 000
60 500
3150
219
95
170
323,5
84 000
69 500
3150
'j220
100
180
343,5
средняя серия
94 000
79 000
3150
S' ■300
10
35
11 '1,0
6 250
3 750
20 000
■301
12
37
121,5
7 500
4 640
16 000
至302
15
42
131,5
8 750 •
5 400
16 000
t303
17
47
141,5
10 700
6 670
12 500
堇304
20
52
152,0
12 250
7 780
1250Q
°305
25
62
172,0
17 250
11 400
10 000
f306
30
72
192,0
21 600
14 800
8000
W307
35
80
212,5
25 700
17 550
8000
308
40
90
232,5
31 300
22 200
6300
309
45
100
252,5
37 000
26 200
6300
ЗЮ
50
НО
273,0
47 500
35 600
5000
ЗИ 312
55
60
120
130
293,0
313,5
55 000
63 000
41 800
48 400
5000
4000
313
65
140
333,5
71 300
55 600
4000
w314
70
150
353,5
80 200
63 200
4000
315
75
160
3735
87 500
71 500
3150
316
80
170
393,5
94 600
80 200
3150
a317
85
180
414,0
102 000
89 400
3150
」318
90
190
434,0
110000
99000
3150
319
95
200
454,0
117 600
109 000
2500
'320
100
215
474,0
134 000
130 000
2500
321
322
'324
326
105
110
120
130
225
240
260
280
494,0
504,0
554,0
585,0
141 000
158 000
167 000
176 500
142 000
167 000
180 000
194 000
2500
2500
2000
1600
я а к г е л
я и р е
8
4
3
0123456789
0257050505
/111223344
30323540475262728085
9012456789
1 и 1 11 fl 11 и и 1
戶55 0 00
11 1 1 и и и 1х ОЛ ^^ ОЛ
4600
4700
5850
7400
9800
10 800
15 000
19 700
25 100
25 200
2610
20 000
2650
20 000
3470
16 000
4400
16 000
6200
12 500
6950
10 000
10 000
10 000
13 600
8000
17800
6300
17 800
6300
403
17
62
17
2,0
1750Q
11 900
10 000
405
25
80
21
2,5
28 600
20 400
8000
406
30
90
23
2,5
36 500
26 800
6300
407
35
100
25
2,5
43 000
31300
6300
408
40
НО
27
3,0
49 500
36 400
5000
409
45
120
29
3,0
59 300
45 500
5000
410
50
130
31
3,5
67 200
52 000
4000
411
55
140
33
3,5
77 300
62 500
4000
412
60
150
35
3,5
84 000
70 000
3150
413
65
160
37
3,5
91 000
78 000
3150
414
70
180
42
4,0
111 000
105 000
3150
415
75
190
45
4,0
117 000
115 000
3150
416
80
200
48
4,0
126 000
125 000
2500
417
85
210
52
5,0
134 000
136 000
2500
349
Тяжелая серия
Продолжение табл. П.3.2
Условное
обозначение
d, мм
D, мм
В, мм
г, мм
С, н
Со, Н
п, об/мин
подшипника
2319, 32319, 42319
95
200
206 000
171 500
2500
2320, 32320, 42320
100
215
238 000
197 000
2500
2322, 32322, 42322
ПО
240
301 000
257 000
2000
2324, 32324, 42324
120
260
380 000
332 000
2000
2326, 32326, 42326
130
280
424 000
374 000
2000
2328, 32328, 42328
140
300
469 000
419 000
1600
2332, 32332, 42332
160
340
541 000
497 000
1600
I2336, 32336, 42336
180
380
764 000
724 000
1250
；2340, 32340, 42340
200
420
860 000
818 000
1250
Средняя
ш н р 0
кая серия
2605, 32605, 42605
25
62
2,0
36 700
27 800
8000
2606, 32606, 42606
30
72
2,0
40 900
30 600
8000
2607, 32607, 42607
35
80
2,5
45 800
34 200
6300
2608, 32608, 42608
40
90
2,5
59 900
46 600
6300
2609, 32609, 42609
45
100
2,5
77 700
61 500
6300
2610, 32610, 42610
50
НО
3,0
102 000
85 500
5000
2611, 32611, 42611
55
120
3,0
113 000
92 500
5000
2612, 32612, 42612
60
130
3,5
137 000
116 000
4000
2613, 32613, 42613
65
140
3,5
149 000
126500
4000
2615, 32615, 42615
75
160
3,5
208 000
183 000
3150
2616, 32616, 42616
80
170
3,5
220 000
198000
3150
2617, 32617, 42617
85
180
4,0
254 000
230 000
3150
2618, 32618, 42618
90
190
4,0
265 000
240 000
2500
2620, 32620, 42620
100
215
4,0
356 000
336 000
2500
2622, 32622, 42622
ПО
240
4,0
264 000
450 000
2000
2624, 32624, 42624
120
260
4,0
548 000
532 000
2000
2626, 32626, 42626
130
280
5,0
650 000
650 000
2000
2630, 32630, 42630
150
320
5,0
753 000
757 000
1600
2634, 32634, 42634
170
360
5,0
1 040 000
1 080 000
1250
Тяжелая
серия
—32410, 42410
50
130
31
3,5
100 000
75 000
4000
2411, 32411, 42411
55
140
33
3,5
108 000
82 000
4000
2412, 32412, 42412
60
150
35
3,5
121 000
101 000
4000
2413, 32413, 42413
65
160
37
3,5
143 000
112 000
3150
2414, 32414, —
70
180
42
4
183 000
147 000
3150
2415, 32415, 42415
75
190
45
4
212 000
173 000
3150
2416, 32416,—
80
200
48
4
244 000
200 000
2500
2417, 32417, 42417
85
210
52
5
266 000
221 000
2500
2418, 32418, 42418
90
225
54
5
300 000
252 000
2500
一 32419,—
95
240
55
5
320 000
273 000
2500
2420, 32420, 42420
100
250
58
5
360 000
310 000
2000
2421, 32421, 42421
105
260
60
5
400 000
345 000
2000
2422, 32422, 42422
110
280
65
5
445 000
388 000
2000
2424, 32424, 42424
120
310
72
6
557 000
500 000
2000
一 32426, 42426
130
・340
78
6
670 000
605 000
1250
一 32428, 42428
140
360
82
6
725 000
655 000
1250
351
а б л и ц а П.3.2. Роликоподшипники ^диальные с короткими цилиндрическими роликами по ГОСТ 8328-75
Т〃〃 Z000
Условное обозначение подшипника
d, мм
D мм
В, мм
г, мм
С Н
Q, Н
п, об/мин
Tun^ZOOQ Тип чгооо
я н р е с я а к 3 у
3 020
16000
7 250
12 500
8 450
10 000
11 200
10 000
17 200
8000
23 500
8000
25 200
6300
28 600
6300
32 300
6300
42 000
5000
47 600
5000
47 700
4000
60 000
4000
62 300
4000
80 900
3150
99 000
3150
109 000
3150
109000
2500
137 000
2500
159 000
2500
185 000
2500
195 000
2000
232 000
2000
юююююююююююоооооооооооо 5270200000003000007000505000000000500000000000 51375348331768790205974 1112333456677913368015
юооооооооооооо
ЮООООООООО555Оююзззоооооик^88666554443332
05550000555550005555500
а я серия
2,0
22 200
14 500
2,0
29600
20 200
2,5
33 400
22 800
2,5
40 200
28 000
2,5
55500
40 000
3,0
64 000
46 500
3,0
82 500
61 500
3,5
98 000
75 800
3,5
103 000
78 800
3,5
121 000
95 500
3,5
139 000
110 000
3,5
147 000
118 500
4,0
175 000
143 000
4,0
190 000
157 000
у 79135791357913 я 11222223333344 я •
н I
ед6972809000102030405060708090 р и и и 1 и 1 и и и и с •
14567890123456802468002
11111112222222233333444
2202, 32202, 42202
2204, 32204, 42204
2205,
32205,
42205
2206, 32206, 42206
2207,. 32207,
42207
2208,
32208,
42208
2209,
32209,
42209
2210,
32210,
42210
2211,
32211,
42211
2212,
32212,
42212
2213,
32213,
42213
2社4,
32214, 42214
2215,
2216,
32215, 42215
32216, «2216
2217,
32217,
42217
2218,
32218,
42218
―
32219,
42219
2220,
32220,
一
—■
32221,
42221
2222,
32222,
2224,
32224,
42224
2226,
32226,
42226
2228, 32228, 42228
а
к 5722205Ю000500000000500 г 34567889012234567890135
е 1111111 и 1*
л i- —：-
5ю^ю5050505050505050000
12233445566778899001234
-■ и и и и и
2305, 32305, 42305
2306, 32306, 42306
2307,
32307,
42307
2308, 32308, 42308
2309,
32309,
42309
2310,
32310,
42310
2311,
32311,
42311
2312,
32312,
42312
2313,
32313,
42313
2314,
32314,
42314
2315,
32315,
42315
2316,
32316,
42316
2317,
32317,
42317
2318,
32318,
42318
350
ПРИЛОЖЕНИЕ П.6
Диаметр d*.
Длина А, мм
Наибольший момент вращения, Н'М
Диаметр 由， мм
Длина %, мм
Наибольший момент вращения, Н*м
7
16
0,25
75
140
1000
9
20
0,63
80
170
1250
11
23
1,25
85
170
1600
14
30
2,8
90
170
1900
16
40
4,5
95
170
2360
18
40
7,1
100
210
2800
19
40
8,25
ПО
210
4000
22
50
14
120
210
—
24
50
18
125
210
28
60
31,5
130
250
32
80
50
140
250
—
38
80
90
150
250
42
ПО
125
160
300
—
48
ПО
200
170
300
—
55
110
355
180
300
—
60
140
450
190
350
65
140
630
200
350
—
70
140
800
220
350
—
ПРИЛОЖЕНИЕ П.4
РАЗМЕРЫ ВЫСТУПАЮЩЕГО КОНЦА ВАЛА ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
ПО ГОСТ 18709—73 и ГОСТ 20839—75
РАЗМЕРЫ, МАССА, ДИНАМИЧЕСКИЙ МОМЕНТ ИНЕРЦИИ
И НАИБОЛЬШИЙ КРУТЯЩИЙ МОМЕНТ ДЛЯ УПРУГИХ ВТУЛОЧНОПАЛЬЦЕВЫХ МУФТ
ПРИЛОЖЕНИЕ /7.5
РАЗМЕРЫ, МАССА И ДИНАМИЧЕСКИЙ
МОМЕНТ ИНЕРЦИИ ШКИВОВ ДЛЯ КЛИНОВЫХ РЕМНЕЙ
Условное обозначение
Размеры, мм
w
得 劈
!|i h 8 O
Mi
d
D
£
8
弓
厶
А
МУВП1-22
22
100
104
1—4
28
68
5600
2,14
0,002
МУВП1-28
28
120
125
1—5
42
84
127
4750
4,40
0,006
М.УВП1-32
32
140
165
1—5
42
100
235
4000
7,33
0,014
МУВП1-38
38
140
165
1-5
42
100
235
4000
6,97
0,014
МУВП1-42
42
170
226
2—6
55
120
440
3350
13,27
0,039
МУВП1-45
45
170
226
2—6
55
120
440
3350
12,93
0,039
Условное
Размеры, мм
Номер нор-
обозна-
чение
иостроення
dD В 1Zt dr
||
121 001
*1 寸 ”11216 30 —32
1,06
0,0015
1
1
МН4437-63
121 008
22 112 40 50 5640
1.71
0,003
3
4
МН4437-63
121 010
28 112 40 60 — 50
1,95
0,003
3
1
МН4437-63
121 023
32 12540 80 —60
2,81
0,005
3
1
МН4437-63
221 029
38 140 38 80 —80
5,4
0,011
4
1
МН4440-63
221 073
42 200 68 ПО —80
7,81
0,043
4
1
МН4440-63
321 070
48 224 105 НО —80
14
0,105
5
1
МН4443-63
324 075
55 224 105 ПО 130 100
15,5
0,109
5
4
МН4443-63
421 030
60 250 138 140 — 125
28
0,23
5
1
МН4446-63
421 031
65 250 138 140 — 125
27,5
0,23
5
1
МН4446-63
421 051
70 280 164 140 — 125
34,1
0,39
6
1
МН4446-63
421 052
75 280 164 140 — 125
33,5
0,39
6
1
МН4446-63
ПРИЛОЖЕНИЕ П.7
Условное обозначение резьбы, мм
Размеры, мм
Масса, кг
Грузоподъемность, н
d.
心
心
月1，
厶(не менее)
М8
36
20
8
20
0,05
1 200
мю
45
25
10
25
0,12
2 000
М12
54
30
12
30
0,19
3000
М16
63
35
14
36
1 V 1
0,31
ь ьиО
М20
72
40
16
40
U,5U
8 500
М24
90
50
20
50
0,87
12 500
мзо
108
60
24
63
1,58
20 000
М36
126
70
28
75
2,43
30 000
М42
144
80
32
85
3,72
40 000
М48
162
90
36
95
5,54
ьи ииО
М56
180
100
4r
105
8,09
62 000
РАЗМЕРЫ, МАССА И ГРУЗОПОДЪЕМНОСТЬ РЫМ-БОЛТОВ (ГОСТ 4751—73)
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
L Гурин Я. С., Кузнецов Б. И. Проектирование серий электрических машин М.: Энергия, 1978. 480 с.
Проектирование электрических машин/Под ред. И. П. Копылова. М.： Энергия, 1980. 495 с.
Домбровский В. В., Хуторецкий Г. М. Основы проектирования электрических машин переменного тока. Л.： Энергия, 1974. 503 с.
Рабинович И. Н., Шубов И. Г. Проектирование машин постоянного тока. Л.: Энергия, 1967. 504 с.
Морозов А. Г. Расчет электрических машин постоянного тока. М.: Высшая школа, 1977. 264 с.
Асинхронные двигатели общего назначения/Под ред. В. М. Петрова и А. Э. Кравчика. М.: Энергия, 1980, 488 с.
Асинхронные двигатели серин 4А: Справочник/A. Э. Кравчик, М, М. Шлаф, В. И. Афонин, Е. А. Соболенская. М.: Эиергоиздат, 1982. 504 с.
Белоруссов Н. И., Саакян А. Е., Яковлева А. И. Электрические кабели, провода и шнуры: Справочник/Под общ. ред. Н. И. Белоруссова. М.: Энергия, 19視 416 с.
Кацман М. М. Электрические машины. М.: Высшая школа, 1983. 431 с.
Вал электрической машины 151
Вариант оптимальный 19
Вентилятор центробежный 39
Вентиляция электрических машин 33, 34
Вероятность безотказной работы 22
Воздействия механические 17
Высота оси вращения 12
Глубина проникновения тока 85
Диаграмма круговая 107—113
Длина расчетная статора 41, 57, 185
якоря 251
Задание техническое 20
Зазор воздушный 59, 191, 253
Зона фазная обмотки статора 74
Изменение напряжения синхронного генератора 212
Интенсивность отказов 23
Исполнения электрических машин
13—17
Исправность 21
Каналы вентиляционные 60, 61, 186
Катушка полюсная многослойная 207
однослойная 207
Классы нагревостойкости изоляции 27
Коллектор, конструирование 326
—расчет 292.
Кольца бандажные 231
—контактные 241
Конструирование асинхронных двигателей 139—173
—машин постоянного тока 320— 332
■синхронных 228—243
Критерий оптимальности 19
Коэффициент воздушного зазора 83, 197, 272
—вытеснения тока 85
—заполнения паза 79, 262
сердечника сталью 59
—обмоточный 42, 75
—полезного действия 105, 211,294
Коэффициент проводимости рассеяния дифференциального 82, 87 лобовых частей 83
■ обмотки ротора коротко
замкнутого 87
■фазного 96
■ пазового 81
一一скоса пазов 87
—распределения 76
——расчетный полюсного перекрытия 49
—укорочения 75
—формы поля 42, 57, 184
Линейная нагрузка 42, 58, 184, 251
Материалы магнитные 25
—проводниковые 30
—электроизоляционные 30
МДС обмотки возбуждения синхронной машины 203
——реакции якоря по осн поперечной 201
продольной 200
Метод аналитический расчета рабочих характеристик 113
Момент пусковой начальный 118
Мощность расчетная 42, 54, 184, 248
Нагревостойкость электроизоляции 27, 28
Нагрузки электромагнитные 43, 54,
182, 250
Надежность 21
Обмотка ротора короткозамкнутая 24—90
фазная 90—96
—статора »9, 168, 186, 202
двухслойная 70
однослойная 70
о дно!-двухслойная 72
—якоря 257—270
Отношение короткого замыкания 212
Пазов ротора и статора соотношение 61
Пазов ротора скос 62
форма 66, 84
—статора форма 63
число на полюс и фазу 73, 74, 187
Параметры пусковые 113
Плотность тока в обмотке возбуждения 208
ротора84
статора78, 80, 108
4 якоря 264
полюсных катушках 280
Подшипники качения 164
—скольжения 232
Полюса ротора, крепление 235
Потери добавочные 105, 211, 296
—основные асинхронного двигателя 102
машин постоянного тока 294
синхронные 211
Поверхность охлаждения условная 141
Предложение техническое 20
Проводники элементарные 78
—эффективные 77
Проект рабочий 21
—технический 20
—эскизный 20
Работоспособность 21
Размеры главные 41, 54, 182, 248
—короткозамыкающего кольца 84
Размещение катушек в межполюсном dibie 285
Распорки меадолюсные 240
Расчет бандажа якоря 324
—вала на жесткость 152
на прочность 155
—коммутации 292
—крепления полюсов главных 321
на роторе 235—240
—магнитной цепи 97, 196, 270
—МДС обмотки возбуждения машин постоянного тока 274—281
синхронных 20&
—обмотки добавочных полюсов
28 J285
компенсационной 286—290
стабилизирующей 281—282
—пусковой клетки 194
— размеров полюсов ротора 192
—стяжны№ шпилек 230
—тепловой упрощенный 118, 213, 298
—центробежного вентилятора 39—
——электромагнитный асинхронных двигателей 51
машин постоянного тока 244
синхронных 182
Ресурс технический 22
Сердечник полюса главного 254,321
■добавочного 255
—ротора 150
—статора 147, 186, 229
сегментированный 186
—якоря 322
Серия установочная 21
■— электрических машин 18
Смазки консистентные 163
Соединения межполюсные 239
Сопротивление активное ротора короткозамкнутого 86 фазного 96
фазы обмотки статора 81, 202
—индуктивное рассеяние 81, 87, 203
—электрическое удельное 31
Способность перегрузочная 118
Способы монтажа электрических машин 15
—— охлаждения электрических машин 14, 33
Срок службы 22
Станина асинхронного двигателя 140
—машин постоянного тока 320
синхронных 228
Статическая перегружаемость 213
Схема замещения 106
Температура допустимая 37
—расчетная рабочая 30
Ток номинальный статора 77, 188
якоря 258
—полный пазового слоя 42
——пусковой начальный 118
Увязка номинальной мощности с частотой вращения 53, 246
Удельная материалоемкость 47
Узел контактных колец 171, 240
——подшипниковый 161
Уравнительные соединения 260, 325
Характеристика холостого хода синхронного генератора 200
Характеристики рабочие двигателя асинхронного 110 постоянного тока 297
Частота вращения критическая 156
Часть активная асинхронного двигателя 60
машины постоянного тока 252
синхронной 185
Щетки электрических машин 31
Щеткодержатели 330
Щиты подшипниковые 159
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие 3
Введение 5
ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
Глава первая. Основные положения проектирования электрических машин 3
Техиико-экоиомические требования к электрическим машинам ..9*
Стандартизация основных параметров электрических машин .11
Конструктивные формы исполнения электрических машин .12
Климатические и механические воздействия на электрические машины . 16
Серии электрических машин и единичная машина 18
1.6. Порядок проектирования электрических машин 19
Надежность электрических машин21
Глава вторая. Материалы, применяемые в электромашиностроении .24
Общие сведения .24
Магнитные материалы .25
Электроизоляционные материалы 27
Проводниковые материалы и обмоточные провода .30
Глава т р е т ь я. Веитиляциоиный и тепловой расчеты электрических машин 33
Способы охлаждения электрических машин33
Тепловой расчет электрических машин36
Расчет центробежного вентилятора39
Глава четвертая. Главные размеры и соотношение основных параметров электрических машин'41
Главные размеры электрической машины41
Выбор расчетного варианта машины45
Соотношения для геометрически подобных машин .47
ЧАСТЬ ВТОРАЯ
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТРЕХФАЗНЫХ АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Глава пятая. Электромагнитный расчет трехфазных асинхронных двигателей ...151
Общие сведения-51
Выбор электромагиитных нагрузок и определение главных раз
меров двигателя .54
Размеры активной части двигателя5»
Обмотка статора . 66
407 2267036849907194891 899000011112334455&667 11 1 11 11 и и 11 11 11 11 1 11 и и и 11 - ■ и и407 2267036849907194891 899000011112334455&667 11 1 11 11 и и 11 11 11 11 1 11 и и и 11 - ■ и и1741741741748286Э 1929600020306I 11 21 31 4吸28吸32354 111111222222222222228286Э 1929600020306I 11 21 31 4吸28吸32354 111111222222222222224 4 84 4 42 2 24 4 84 4 42 2 2
407 2267036849907194891 899000011112334455&667 11 1 11 11 и и 11 11 11 11 1 11 и и и 11 - ■ и и
407 2267036849907194891 899000011112334455&667 11 1 11 11 и и 11 11 11 11 1 11 и и и 11 - ■ и и
174174
174174
8286Э 1929600020306I 11 21 31 4吸28吸32354 1
1111122222222222222
8286Э 1929600020306I 11 21 31 4吸28吸32354 1
1111122222222222222
4 4 8
4 4 4
2 2 2
4 4 8
4 4 4
2 2 2
Короткозамкнутая обмотка ротора
Обмотка фазного ротора
Расчет магнитной цепи ' * * ' * Глава шестая. Расчет характеристик и упрощенный тепловой расчет асинхронных двигателей .
RL Потери н КПД асинхронного двигателя
Схема замещения асинхронного двигателя .:
63 Построение упрощенной круговой диаграммы :
Рабочие характеристики '
Пусковые параметры
g.6. Аналитический метод расчета рабочих характеристик ,
g*7・ Упрощенный тепловой расчет асинхронных двигателей ..
Пример расчета трехфазиого асинхронного двигателя .：：；
Глава седьмая. Конструирование асинхронных двигателей
Общие принципы конструирования'
Станина
Сердечники статора н ротора
Подшипниковые щиты
Подшипники
Обмотка статора
Обмотка ротора
Узел контактных колец
ЧАСТЬ ТРЕТЬЯ
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЯВНОПОЛЮСНЫХ СИНХРОННЫХ МАШИН
Тлава восьмая. Электромагнитный расчет н основные характеристики синхронных машин
W. Устройство синхронных машин общего назначения *.'*
Выбор электромагнитных нагрузок и определение главных размеров синхронной машины
Сердечник и обмотка статора:
Воздушный зазор синхронной явнополюсной машины ,
Расчет полюсов ротора и пусковой обмотки'
Расчет магнитной цепи'
Расчет МДС якоря по продольной и поперечной осям ；
Расчет параметров обмотки статора
Расчет МДС обмотки возбуждения при нагрузке
Расчет обмотки возбуждения；
Потери и КПД'
Основные параметры синхронных машин'
Упрощенный тепловой расчет синхронных машин .
Пример расчета трехфазного синхронного двигателя .
Тлава девятая. Конструирование синхронных явиополюсных машин
Общие сведения
Станниа, статор и щиты
Подшипники скольжения
Ротор
Контактные кольца .
ЧАСТЬ ЧЕТВЕРТАЯ
ПРОЕКТИРОВАНИЕ МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА
Т л а в а десятая. Электромагнитный расчет машин постоянного тока
Устройство машин постоянного тока
Главные размеры машины постоянного тока ....
Дополнительные размеры
Обмотка якоря
Расчет магнитной цепи
Расчет обмоткн возбуждения
Расчет стабилизирующей обмотки
Расчет обмотки добавочных полюсов .
Размещение катушек главных и добавочных полюсов в между- полюсном окне
Расчет компенсационной обмотки
Щетки и коллектор
Расчет коммутации .
Потери и КПД. Характеристики машины постоянного тока .
10.14. Упрощенный тепловой расчет машины постоянного тока . .
Пример расчета двигателя постоянного тока
Глава одиннадцатая. Конструирование машин постоянного тока
.11.1. Станина и полюсы
'11.2. Сердечник и обмотка якоря
11.3. Коллектор
114 Вал и подшипники .
11.5. Токосъемное устройство
2 7 0 4 135 5 7 7 8 82 2 2 2222 7 0 4 135 5 7 7 8 82 2 2 222Приложения
2 7 0 4 13
5 5 7 7 8 8
2 2 2 222
2 7 0 4 13
5 5 7 7 8 8
2 2 2 222
Приложение П.1. Обмоточные провода .
Приложение П.2. Таблицы и кривые намагничивания сталей ...
Приложение П.З. Подшипники качения
Приложение П.4. Размеры выступающего конца вала электродвигателей по ГОСТ 18709-73 и ГОСТ 20839-75
Приложение П.5. Размеры, масса н динамический момент инерции шкивов для клиновых ремней ......
Приложение П.6. Размеры, масса, динамический момент инерции и наибольший крутящий момент для упругих втулочно-пальцевых муфт
Приложение П.7. Размеры, масса и грузоподъемность рым-болтов (ГОСТ 4751-73)
Список литературы
5602484002690 338 8 9 9 9 9 0 2 2 2 2 2 3 3 3 2222223333333 335602484002690 338 8 9 9 9 9 0 2 2 2 2 2 3 3 3 2222223333333 333434843843253253253253353353^ ^ ^№3 3 3^ ^ ^№3 3 3Предметный указатель
5602484002690 33
8 8 9 9 9 9 0 2 2 2 2 2 3 3 3 2222223333333 33
5602484002690 33
8 8 9 9 9 9 0 2 2 2 2 2 3 3 3 2222223333333 33
34
34
8
4
3
8
4
3
2
5
3
2
5
3
2
5
3
2
5
3
3
5
3
3
5
3
^ ^ ^№
3 3 3
^ ^ ^№
3 3 3
ББК 31.26二
К 30
УДК 621.313.001.24(075.32)
Рецензенты: Н. Г. Карельская, А. Е. Загорский
脚т?版倒i г：ШШ 0УВ№3 БВ^йШ W.M. А. НЕКРА8ВД
7 2 0742 W
Кацман М・ М・
К 30 Расчет и конструирование электрических машин: Учеб, пособие для техникумов. — М.: Энерго- атомиздат, 1984. — 360 с., ил.
В пер.: 95 к. 25 000 экз.
Изложены вопросы электромагнитного, механического, теплового и вентиляционного расчетов и основы конструирования асинхронных и синхронных машин и машин постоянного тока общего назначения. Приведены расчетные формулы и необходимые для практических расчетов вспомогательные материалы.…
Для учащихся техникумов по специальности «Электромашиностроение», представляет интерес для инженерно-технических работников, занимающихся вопросами расчета и конструирования электрических машин.
2302030000-633 <пЛ оЛББК 31.26
К 051(01)-84109'840П2.1.08
© Энергоатомиздат, 1984