Содержание 1.Техническое задание .............................................................................................. 3

1
Содержание
1.Техническое задание .............................................................................................. 3
2.Выбор главных размеров ....................................................................................... 3
3.Определение Z 1 , w1 и сечения провода обмотки статора. ................................. 3
4. Расчёт размеров зубцовой зоны статора и воздушного зазора.
5
5.Расчёт ротора. ......................................................................................................... 6
6. Расчёт намагничивающего тока. ......................................................................... 9
7.Параметры рабочего режима. ............................................................................. 10
8.Расчёт потерь. ....................................................................................................... 13
9.Расчёт рабочих характеристик. ........................................................................... 15
10. Расчёт пусковых характеристик ...................................................................... 17
Литература
Error! Bookmark not defined.
2
1.Техническое задание
Спроектировать асинхронный трехфазный двигатель с короткозамкнутым ротором:
Р2 = 18,5 кВт,
U = 220/380В,
2р = 6,
n=1000об/мин;
конструктивное исполнение IM 1001;
исполнение по способу защиты IP44;
способ охлаждения IC0 141;
климатическое исполнение и категория размещения УЗ.
2.Выбор главных размеров
1. Высота оси вращения и диаметр. Согласно с рис. 6-7а и табл. 6-6 принимаем:
h  180 мм ; D a  0.313 м
2. Внутренний диаметр статора. Используя эмпирическую зависимость:
D  K D  Da  0,71  0,313  0,222223  222  10 3 м
( K D  0.71 с табл. 6-7)
3. Полюсное деление

D
2p

  0,222
23
 116  10 3 м
4. Расчётная мощность
P   PНОМ
kE
0,969
 18,5  10 3
 23660 Вт
  cos 
0,87  0,87
,
где k E  0.969 (по рис. 6-8),   0.87 (по рис. 6-9а); cos   0.87 (по рис. 6-9а)
5. Электромагнитные нагрузки (предварительно) по рис. 6-11,б
A  32,5  10 3 А м ; B  0,8Тл
6. Однослойные обмотки.
Обмоточный коэффициент (предварительно) для однослойной обмотки
k об1  0,96
3
7. Расчётная длина воздушного зазора
l 
P
23660

 0,165 м ,
2
k B D   k об1 AB 1,11  0,222  105  0,96  32,5  10 3  0,8
2
где

2n1 2  1000

 105 рад / с
60
60
,
kB 

 1,11
2 2
8. Отношение

l


0,165
 1,422
0,116
Значение λ находится в рекомендуемых пределах (по рис. 6-14,а).
3.Определение Z 1 , w1 и сечения провода обмотки статора.
9. Предельные значения
t1 : t min  10,5 мм ;
1
t1max  12,5 мм
10. Число пазов статора
Z 1min 
Z 1max 
D
t
max
1
D
min
1
t
  0,222

0,0125
  0,222

0,0105
 56 ;
 66 .
Принимаем Z1  54 , тогда
q
Z1
54

3
2 pm 2  3  3
11. Зубцовое деление статора (окончательно)
t1 
12.Число
эффективных
D
2mpq

  0,222
2333
проводников
 12,9  10 3 м
в
пазу
(предварительно)
[предварительно, при условии а = 1 по (9.17)]
u П' 
DA
I 1H Z 1

2    0,222  32,5  10 3
 11,345 ,
37  54
пазу
4
где
I 1H 
P2
18500

 37 А (по 9.18)
mU1H cos   3  220  0,87  0,87
13. Принимаем а=3, тогда по (9.19)
u П  a  u П'  3  11,345  34.035  34
14. Окончательные значения
число витков в фазе по (9.20)
w1 
u Ï Z1 34  54

 102
2am 2  3  3
линейная нагрузка по (9.21)
A
2 I 1H w1 m 2  37  102  3

 32468 А м
D
  0,222
магнитный поток по (9.22)

k E U 1H
0,968  220

 9,80  10 3 Вб
4k B w1k об1 f1 4  1,11  102  0,96  50
k îá 1  k p1  0.96
(для q  3 по табл. 3-13)
индукция в воздушном зазоре по (9.23)
B 
p 3  9,80  10 3

 0,80Тл
Dl  0,222  0,165
Значения A и B находятся в допустимых пределах (см. рис. 6-11,б).
15. Плотность тока в обмотке статора (предварительно)
J1 
 AJ1 
A

198  10 9
 6,09  10 6 А м 2 ,
3
32,5  10
где
 AJ1   198  109 А2
м 3 (рис. 6-16а)
16. Площадь поперечного сечения эффективного проводника (предварительно)
q эф1 
I 1H
37

 2.03 мм 2 ,
aJ 1 3  6,09
nЭЛ  2 ;
5
q ЭЛ  0.5qэф  1,02 мм 2
Обмоточный провод ПЭТМ (по табл. П28)
d ЭЛ  1.18 мм ;
q ЭЛ  1.094 мм 2 ;
d ИЗ  1.26 мм ;
qэф  2.188 мм 2
17. Плотность тока в обмотке статора (окончательно)
J1 
I 1H
37

 5.64 А мм 2
aq эл nэл 3  1.094  2
4. Расчёт размеров зубцовой зоны статора и воздушного зазора.
В двигателях серии 4А выполняются только трапецеидальные пазы с углом
наклона граней клиновой части
  45 0 у двигателей с h  250 мм , c соотношением
размеров, обеспечивающих параллельность боковых граней зубцов.
18. Принимаем предварительно по табл. 6-10:
Вa  1.4Тл ;
ВZ1  1.7Тл ,
тогда
bZ 1 
B t1l
0,80  0,0129  0,165

 6,3 мм
BZ 1lCT 1k C
1,7  0,165  0,97
В асинхронных двигателях, длина сердечников которых не превышает
250 – 300 мм (в данном расчёте l  180 ìì  200ìì ), радиальных вентиляционных
каналов не делают. Сердечники шихтуются в один пакет и тогда l1  lСТ 1  l . k C  0.97
для оксидированных листов стали (табл. 6-1)
ha 

9,80  10 3

 21,9 мм
2 Ba lCT 1 k C 2  1,4  0,165  0,97
19. Размеры паза в штампе:
hП 1 
b1 
Da  D
313  222
 ha 
 21,9  23.6 мм ;
2
2
 D  2hП1 
Z1
 bZ 1 
 222  2  23.6
54
 6,3  9,4 мм
6
Принимаем ширину шлица bШ  3,7 , а высоту h Ш  1мм ,
b2 
 D  2hШ1  bШ1   Z1bZ 1  222  2  1  3,7  54  6,3

 6.9 мм
Z1  
54  
b  bш 

 6.9  3,7 
h1  hП1   hШ 1  2
  23.6  1 
  21мм
2 
2



20. Размеры паза в свету с учётом припуска на сборку,
где
bn  0.2 ;
hn  0.2
b1  b1  bП  9,4  0,2  9,2 мм ;
b2  b2  bП  6.9  0,2  6,7 мм ;
h1  h1  hП  21  0,2  20,8мм
Площадь поперечного сечения корпусной изоляции в пазу, где односторонняя
толщина изоляции в пазу по табл. 3-8:
bиз  0,4 мм
S из  bиз 2hП1  b1  b2   0,42  23.6  9,4  6.9  25,4 мм 2
Площадь поперечного сечения прокладок: SПР = 0, так как обмотка
однослойная.
Площадь поперечного сечения паза для размещения проводников
S П 
b1  b2
9,2  6,7
h1  S из  S ПР 
 20,8  25,4  139.96 мм2
2
2
21. Коэффициент заполнения паза
kз 
d из2  u П  n эл 1,26 2  34  2

 0,771

139.96
SП
Коэффициент близок к рекомендуемому.
5.Расчёт ротора.
22. Воздушный зазор   0.45мм (рис. 6-21)
23. Число пазов ротора Z 2  44 (табл. 6-15)
24. Внешний диаметр
7
D2  D  2  222  2  0,45  221,1мм
25. Длина магнитопровода ротора
lСТ 2  l CТТ  l  0,165 м
26. Зубцовое деление ротора
t2 
D2
Z2

  0,2211
44
 15,8 мм
27. Внутренний диаметр ротора равен диаметру вала, т. к. сердечник
непосредственно насажен на вал (в двигателях с высотой оси вращения h ≤ 250 мм)
D j  DB  k B Da  0,23  0,313  0,07199 м ,
k B  0,23 (табл. 6-16)
28. Ток в стержне ротора
I 2  k i I1 i  0,9  37  13,35  444.55 А ,
ki  0,9 (рис. 6-22)
i 
2m1 w1k об1 2  3  102  0,96

 13,35
Z2
44
29. Площадь поперечного сечения стержня
qC 
I 2 444.55

 148.18 мм2
J2
3.0
Плотность тока в стержне литой клетки принимаем
J 2  3.0  10 6 A / м 2
30. Паз ротора -грушевидный закрытый с размерами шлица
b Ш2  1,5мм ;
h Ш2  0.7 мм
hШ2  0.3мм
Допустимая ширина зубца
bZ 2 
B t 2 l
0,80  0,0158  0,165

 7,2 мм ,
BZ 2 lCT 2 k C
1,8  0,165  0,97
BZ 2  1.8Тл
Размеры паза ротора:
8
b1 
 2   Z 2 bZ 2  221.1  2  0.7  2  0.3  44  7.2
 D2  2hШ 2  2hШ

 8.1мм
  Z2
  44

Z
 44  
b12  2    4qC
8.12     4  148.18
2
2


b2 

 5.9 мм ,
Z2 
44 


 2
 2
h1  b1  b2 
Z2
44
 8,1  5.9
 15.4 м
2
2
Принимаем по рисунку паза:
b1  8,1мм ;
b 2  5.9 мм ;
h1  15.4 мм
Полная высота паза ротора
hП 2  h' Ш 2 hш 2 
b1
b
 h1  2  0,3  0,7  8.1 / 2  15.4  5.9 / 2  23.4 мм
2
2
Сечение стержня
qC 

b
8
2
1

 b22 
1
b1  b2   h1   8.12  5.9 2  1 8.1  5.9  15.4  147.24 мм 2
2
8
2


31. Плотность тока в стержне
J2 
I 2 444.55

 3.02  106 А м2
qC 147.24
32. Короткозамыкающие кольца
Площадь поперечного сечения кольца
qкл 
I кл
1045.77

 406.91мм 2
6
J кл 2.57  10
I кл 
I 2 444.55

 1045.75 A ,
 0,4251
  2 sin
p
Z2
 2 sin
3
 0,4251
44
J кл  0,85 J 2  0,85  3.02  106  2.57  106 А м 2
Размеры короткозамыкающих колец:
9
bкл  1,25hП 2  1,25  23.4  29.25 мм ,
a кл 
q кл 406.91

 13.91мм ,
bкл
29.25
q кл  a кл bкл  13.91  29.25  406.91мм 2
Dклср  D2  bкл  221,1  29.25  191.85 мм
6. Расчёт намагничивающего тока.
33. Значения индукций
BZ 1 
B t1l
0,80  0,0129  0,165

 1,69Тл ;
bZ 1lCT 1k C 0,0063  0,165  0,97
BZ 2 
B t 2 l
0,80  0,0158  0,165

 1,81Тл
bZ 2 lCT 2 k C 0,0072  0,165  0,97
Ba 

0,00980

 1,40Тл ;
2ha lCT 1 k C 2  0,0219  0,165  0,97
Bj 

0,00980

 0,60Тл
2hj lCT 1k C 2  0,05115  0,165  0,97
Расчётная высота ярма ротора
hj 
D2  D j
2
2
221,1  72
 h П 2  d k 2 mk 2 
 23.4  51.15 мм
3
2
34. Магнитное напряжение воздушного зазора
F 
k 
2
0
B   k   1,59 B   k   10 6  1,59  0,80  0,45  10 3  1,22  10 6  698.3 А
t1
12,9

 1,22 - результирующий коэффициент воздушного
t1   12,9  5,11  0,45
зазора
2
 bШ 1 
 3,7


 
0,45 


 

 5,11
5  3,7
5  bШ 1
0,45

2
35. Магнитные напряжения зубцовых зон статора
FZ1  2hZ1 H Z1  2  0,0154 1150  35.42 A
Магнитные напряжения зубцовых зон ротора
FZ 2  2hZ 2 H Z 2  2  0,022811520  69.34 А
10
По табл. П-17 для стали 2013
H Z1  1150 А / м ;
H Z 2  1520 А / м ;
h Z1  h П1  15.4 мм
hZ 2  hП 2  0,1b2  23.4  0,1 5.9  22.81мм
36. Коэффициент насыщения зубцовой зоны
kZ  1 
FZ 1  FZ 2
35.42  69.34
 1
 1,15
F
698.3
37. Магнитные напряжения ярм статора и ротора
Fa  La H a  0,1524  373  56,85 A ;
F j  L j H j  0,064  97  6.2 A ;
H a  373 A / ì ; H j  97 A / м (табл. П-16)
La 
Lj 
hj 
 Da  ha 
2p

 313  21.9
23
 0,1524 м ;
 DB  h j   72  51.15  10 3

2p
D2  D j
2
23
 hП 2 
 0,064 м
221,1  72
 23.4  51.15 мм
2
38. Магнитное напряжение на пару полюсов
Fö  F  FZ1  FZ2  Fa  F j  698.3  35.42  69.34  56.85  6.2  866.11A
39. Коэффициент насыщения магнитной цепи
k 
Fö
F

866.11
 1,24
698.3
40. Намагничивающий ток
I 
pFц
0,9mw1 k об1

3  866.11
 9.83 А
0,9  3  102  0,96
Относительное значение
I  
I
I1

9.83
 0.266  27% ,
37
0.2  I   0.3
7.Параметры рабочего режима.
11
ПРОВЕРИТЬ, НАЧИНАЯ С 41 ПУНКТА И ПЕРЕСЧИТАТЬ.
41. Активное сопротивление фазы обмотки статора
Вы взяли данное
число для ротора,
а надо для статора
= 2,188
10 6
74.30
r1  k r  v
 1

 0,307Ом
q э.ср a
41 1,97  106  3
L1
k r  1 - коэффициент увеличения активного сопротивления фазы обмотки от
действия эффекта вытеснения тока.
115 C  106 / 41Ом  м
0
удельное
-
электрическое
сопротивление
меди
при
температуре 115 0 С (для класса нагревостойкости изоляции F – v рач  1150 С )
L1  lCP1 w1  0,7284  102  74.30 мм ;
lCP1  2l П1  l Л 1   2  0,165  0,1992  0,7284 м ;
l П1  l1  0,165м
l Л 1  k Л bКТ  2B  1,4  0,1285  2  0,01  0,1992 м ;
k Л  1,4 (табл. 6-19)
bKT 
 D  h Ï 1 
2p
1 
 0,222  0,0236
23
 1  0,1285 ì ;
1  1
B  0.01м – длина вылета прямолинейной части катушек из паза от торца
сердечника до начала отгиба лобовой части
Длина вылета лобовой части катушки
lвыл  k вылbКТ  B  0,5  0,1285  0,01  0,0755 м ;
k выл  0,5 (табл. 6-19)
Относительное значение
r1  r1
I1
37
 0,307 
 0,052
U 1H
220
42. Активное сопротивление фазы обмотки ротора
r2  rC 
2rкл
2  1,64  10 6
6

54
.
7

10

 72.86  10 6 Ом
2
2

0,425
rC  115 C
lCT 2
10 6
0,165
kr 

 1  54.7  10 6 Ом
qC
20,5 147.24  10 6
12
rкл  115 C
Dклср
Z 2 q кл
10 6
  0,19185


 1,64  10 6 Ом
6
20,5 44  406.91  10
115 C  10 6 / 20,5Ом  м - для литой алюминиевой обмотки ротора.
0
Приводим r2 к числу витков обмотки статора
r2  r2
2
4mw1 k об1 
4  3  102  0,96
 72.86  10 6 
 0,19Ом
Z2
44
2
Относительное значение
r2  r2
I1
37
 0,19 
 0,032
U 1H
220
43. Индуктивное сопротивление фазы обмотки статора
1  w1  l
П1  Л1   Д1   15,8  50  1   102   0,165 1.9  0,77  2  0.7Ом
x1  15,8 f1


100  100  pq
100  100  3  3
2
2
l  l  0,165 м ;
k  1;
k   1
 П1 
6.9
Тут также,
перепутали.
Поставить число
1.6
 3h1
h3
h 
20,9
3 2
0.7 

k   
 Ш k  
1  

  1  1.9
3b
b

2
b
b
3

9
.
4
9
.
4

2

1
.
5
1
.
5


Ш
Ш 

Проверить!
 Л 1  0,34
q
l Л 1  0,64   0,34  3 0,1992  0,64  0,116  0,77
l
0,165
 Д1 
t1
12,9

1,03  2
12  k
12  0,45  1,22
t
t1
  2  k ck' k   k об2 1 ( 2 )  (1   ck2 )  2  1,2  1  0,96 2 (1,22 2 )(1  0)  1,03
 ñê  0 ;
t 2 / t1  15.8 / 12.9  1.22 ,
k ck'  1,2 (рис.6-39,д)
Относительное значение
13
x1  x1
I1
37
 0.7 
 0,11
U 1H
220
44. Индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора
x2  7,9 f1l  10 6 П 2  Л 2   Д 2   7,9  50  0,165  10 6  1.84  0,37  2,35  297  10 6 Ом
По табл. 6-23:
П 2
 h  b 2
  1 1 
 3b  8qC

2

b
  0,66  Ш
2b

2
 2 
  9.4 2 

1 


 3  9.4  8  147.24 

Л 2 
'
6

k  hШ  1,12  hш  10 
 Д bШ
I2

А точно в
мм???
Единицы
3

1.5 
0,7
0,3  10
 0,66 
1 
 1,12
 1.84 мм измерения

2  9.4
1.5
444.55

2,3Dклср
4,7 Dклср
2,3  191.85
4,7  191.85
lg

lg
 0,37
2
2
a кл  2  bкл 44  165  0,425
13.91  2  29.25
Z 2 l 
Д2 
t2
15,8

0,98  2,35
12  k
12  0,45  1,22
  1   Z  1  0.02  0.98
для bШ   1,5 0,45  3,33 и bШ t 2  1,5 15,8  0,115 имеем  Z  0.026
Приводим x2 к числу витков обмотки статора
x 2  x 2
2
4mw1 k об1 
4  3  102  0,96
 297  10 6 
 0,777Ом
Z2
44
2
Относительное значение
x2*  x2
I1
37
 0,777 
 0,131
U 1H
220
8.Расчёт потерь.
45. Основные потери в стали



 f 
Pстосн  p1, 0 / 50  1  k да Ва2 ma  k дz B z21ср m Z 1 
 50 
1, 5


 50 
 2,6     1,6  1,372  25,00  1,8  1,6952  6.54 
 50 
 283.13Вт
( p1,0 / 50  2,6 Вт кг и   1.5 для стали 2013 по табл. 6-24)
14
Для машин мощностью меньше 250 кВт приближённо можно принять k ДА  1,6 и
k ДZ  1,8
ma   Da  ha   ha lCT 1 k C  C   313  21.9  10 9  21.9  165  0,97  7,8  10 3  25,00кг
 С  7,8 10 3 кг м 3 - удельная масса стали
mZ 1  hZ 1  bZcp1  Z 1  lCT 1  k C   C  0,0154  0,0063  54  0,165  0,97  7,8  10 3  6.54кг
46. Поверхностные потери в роторе
Pпов2  p пов2 t 2  bШ 2   Z 2 lCT 2  70.389  15,8  1,5  10 3  44  0,165  7,3Вт
pпов2
 Zn 
 0,5k 02  1 
 10000 
1, 5
B
t  10

3 2
02 1
 54  1000 
2
2
 0,5  1,5  
  0,212  12,9  70,389 Вт м
 10000 
1, 5
k 02  1.5 – коэффициент, учитывающий влияние обработки поверхности головок
зубцов ротора на удельные потери
В02   02 k B  0,22  1,22  0,79  0,212Тл ,
для bШ   1,5 0,45  3,33 имеем  02  0.22 (рис. 6-41а)
47. Пульсационные потери в роторе
2
Рпул2
 Zn

 54  1000

 0,11 1 Bпул2  mZ 2  0,11  
 0,13   9.02  48.90Вт
 1000

 1000

Bпул2 
 1
2t 2
2
BZ 2cp 
5,11  0,45
 1,788  0,13Тл ,
2  15,8
 1 - см. п. 37 расчёта
Масса стали зубцов ротора
mZ 2  hZ 2  bZcp2  Z 2  lCT 2  k C   C  0,02281  0,0072  44  0,165  0,97  7,8  10 3  9.02кг
48. Сумма добавочных потерь в стали
доб
РСТ
 Рпов2  Рпул2  7,3  48.90  56.2Вт
49. Полные потери в стали
осн
доб
РСТ  РСТ
 РСТ
 283.13  56.2  339.33Вт
50. Механические потери
 
 
Р м ех  k T   Da4  0,8931     0,313 4  85,719 Вт
 10 
 10 
2
kT  1.31  Da   0.8931 – в двигателях с 2 p  4
2
15
51. Добавочные потери при номинальном режиме
Рдоб,н  0,005Р1Н  0,005  P2 H /   0,005  18500 / 0,87  106,322 Вт
52. Холостой ход двигателя
I x. x  I x2. x.a  I x2. x. p  0,805 2  9.832  9.86 А
I x. x.a 
PÑÒ  Pìåõ  PÝ 1õ. õ 356.45  85,719  89

 0,805 A
mU1H
3  220
PЭ1х. х  mI 2 r1  3  9.832  0,307  89Вт ,
I x. x. p  I   9.83 А
cos  x. x 
I x. x.a 0,805

 0,081
I x. x
9.86
9. Расчёт рабочих характеристик.
53.
r12 
x12 
  arctg
Pстосн
283.13

 0.98Ом ,
2
mI  3  9.83 2
U 1H
220
 x1 
 0.7  21.68Ом
I
9.83
r1 x12  r12 x1
0,307  21.68  0.98  0.7
 arctg
 0,70   1
r12 r1  r12   x12 x1  x12 
0.98  0,307  0.98  21.68  0.7  21.68
c1  1  x1 / x12  1  0.7 / 21.68  1.032 (используем приближённую формулу, так как
  1 ).
I 0a 
Pстосн  mI 2 r1
mU1H
283.13  3  9.83 2  0.307

 0.56 A
3  220
а  c12  1,032 2  1,065Ом ,
b  0 ;
à  ñ1r1  1.032  0,307  0,317
b  c1 ( x1  c1 x2' )  1,032(0.7  1,032  0,77)  1.542Ом
Потери не меняющиеся при изменении скольжения:
PСТ  PМЕХ  339.33  85,719  425.049Вт
Принимаем s H  r2'  0,032 и рассчитываем рабочие характеристики. Результаты
*
расчёта приведены в таблице 1.
16
Таблица 1.
Данные
расчёта
рабочих
характеристик
асинхронного
двигателя
короткозамкнутым ротором
P2H=18,5 кВт; U1H=220/380 B; 2p=6; I1H=37 A; Pcт+Рмех=0,425 кВт;
I0а=0,56 А; Рдоб,н=106.32Вт
I0р=Im=9.83 А; r1=0,307 Ом; r’2=0,19 Ом; c1=1,032; a’=1,065 Ом;
a=0,317 Ом; b’=0;
b=1.542 Ом
№
п/п
Расчётная формула
Еденица
Скольжение
SH=
1
a’ r’2/s
Ом
0,005
40.47
0,01 0,015 0,02 0,025 0,03
20.24 13.49 10.12 8.09 6.75
0,032
6.32
2
b’ r’2/s
Ом
0
0
0
0
0
0
0
3
R=a+a’ r’2/s
Ом
38.3
19.3
13.0
9.8
7.9
6,7
6.3
4
X=b+b’ r’2/s
Ом
1,542
1,542 1,542 1,542 1,542 1,542
Ом
38.4
19.4
1,542
5
Z  R2  X 2
6
I”2=U1H/Z
А
5.74
11.35 16.83 22.13 27.28 32.27
34.15
7
cosφ’2=R/Z
-
0.999
0.997 0.993 0.987 0.981 0.974
0.971
8
sinφ’2=X/Z
-
0.040
0.080 0.118 0.155 0.191 0.226
0.239
9
I1a=I0a+I”2 cosφ’2
А
6.29
11.9
17.3
22.4
27.3
32.0
33.7
10
I1р=I0р+I”2 sinφ’2
А
10.1
10.7
11.8
13.3
15.0
17.1
18.0
А
11.9
16.0
20.9
26.1
31.2
36.2
38.2
26.9
32.2
2
2
11 I1  I 1a  I1 p
9.9
8.1
6.8
6,4
А
12.4
16.5
21.6
37.4
39.4
-3
кВт
4.15
7.84
11.40 14.80 18.04 21.09
22.25
-3
кВт
0.13
0.24
0.40
0.63
0.90
1.21
1.35
кВт
0.09
0.16
0.27
0.41
0.59
0.80
0.89
кВт
0,011
0,020 0,035 0,053 0,076 0,102
0,113
кВт
0,65
0,83
1,13
2,53
2,77
18
Pдоб=Рдоб,н(I1/I1H)
∑P= Pcт+Рмех+ Pэ1+ Pэ2+
Pдоб
P2=P1-∑P
кВт
3,50
7,00
10,27 13,29 16,05 18,55
19,48
19
η=1-∑P/P1
-
0,843
0,893 0,901 0,897 0,890 0,880
0,875
20
cosφ= I1a/I1
-
0,530
0,742 0,825 0,861 0,876 0,881
0,882
12
13
I’2=c1I”2
13.1
P1=3U1HI1a10
2
14
Pэ1=3*I1 r110
15
Pэ2=3*I’2 r’210
16
17
2
-3
2
1,52
1,99
с
17
10. Расчёт пусковых характеристик
54.Рассчитываем точки характеристик, соответствующие скольжениям
s = 1; 0,8; 0,5; …0,1.
Подробный расчёт приведён только для скольжения s = 1 .
Данные расчёта других точек сведены в таблицу 2.
Параметры с учётом вытеснения тока (при115С):
  63,61hÑ s  63,61  30,1  1  1,9147
По рис. 6-46   0.79 , по рис.6-47    k Ä  0,78
Глубина проникновения тока
hr 
br  b2 
qr 
b22
8

hC
0,0301

 0,0168 м
1   1  0,79
b2  b1 
b 
8.1  5.9 
8.1 
 hr  2   8.1 
16,8 
  6.76 мм
h1 
2
21 
2 
b2  br 
b    8.12 8.1  6.76 
8.1 
2

 hr  2  
16,8 
  120.50 мм
2 
2
8
2
2


kr 
KR  1
qC 147.24

 1,222
qr 120.50
rC
k r  1  1  54.7  1,222  1  1,167 – коэффициент общего увеличения
r2
72.86
сопротивления фазы ротора под влиянием эффекта вытеснения тока.
приведённое активное сопротивление ротора с
r2  K R r2  1,167  0,19  0,222Ом -
учётом действия эффекта вытеснения тока.
Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния с учётом вытеснения
тока -  П 2 рассчитывается по формуле табл. 6-23 при k Д   
 П 2
 h  b 2
  1 1 
 3b  8qC

2
2
 15.4 
  8.12 

1 


 3  8.1  8  147.24 

Kx 
'
6

   hШ  1,12 hш  10 

bШ
I2

1.5 
0.7
0,3  10 3
 0,66 
 0,78 
 1,12
 2.00
2  8.1 
1.5
444.55

1.76  0,31  2,35

 0,915
2.00  0,31  2,46

b
  0,66  Ш
2b

 

2
2
18
x 2   K x x 2  0,915  0,77  0,705Ом -
индуктивное сопротивление обмотки ротора с
учётом действия эффекта вытеснения тока.
Ток ротора приближённо без учёта влияния насыщения принимаем
I 2 
U 1H
r

 r1  2
s

220

2

  x1  x 2  2

2
 146.54 А
0,222 

2
 0,307 
  0.7  0,705
1 

55. Учёт влияния насыщения на параметры.
s  1 коэффициент насыщения k нас  1.35 и I1  I 2 приводим
Принимаем для
расчёт для k нас I1  1,35  146.54  197.83 A
Fпср  0,7
k нас I 1u П1 
Z 
197.83  34 
54 
 k   k у1k об1 1   0,7 
1  0,96    5127.83 A
а
Z2 
2
44 


Bф
Fпср
5127.83

 10 6 
 10 6  7.47Тл
3
1,6С N
1,6  0.45  10  0,953
С N  0,64  2,5  t1  t 2   0,64  2,5 0,45 12,9  15,8  0,953
По рис. 6-50 находим    0.35
Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния обмотки статора с
учётом влияния насыщения
c1  t1  bШ1 1      12,9  1.51  0,52  5.472 мм
нас
П1 
hШ1  0,58h1
с1
1  0,58  2
5.472



 0,149
bШ 1
с1  1,5bШ1
1.5
5.472  1,5  31.5
нас
нас
П1   П1   П1  1,90  0,149  1,751
Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния обмотки
статора с учётом влияния насыщения
нас
Д 1   Д 1    2  0,35  0.7
Индуктивное сопротивление обмотки статора с учётом влияния насыщения
x1нас  x1


нас
1
1
 0.7
2.72
 0.408Ом
1,9  2  0,77
Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния обмотки статора с
учётом влияния насыщения и вытеснения тока
19
hШ 2
с2
0,7
9.295



 0,402 ,
bШ 2 с2  bШ 2 1,5 9.295  1,5
нас
П2 
где
c2  t 2  bШ 2 1      15,8  1,51  0,35  9.295 мм ,
нас
нас
П 2   П 2   П 2  0.915  0.402  0.513
Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния обмотки
ротора с учётом влияния насыщения
нас
Д 2   Д 2    2,35  0,35  0.8225
Приведённое индуктивное сопротивление обмотки ротора с учётом влияния
вытеснения тока и насыщения
 
 x

нас
2
x 2 
нас
2
 0,77 
2
 

2 НАС
2
2.909
 0,509Ом
5,44
 П 2 НАС   Д 2 НАС  П 2  0.513  0.8825  0,31  1.706
 Ï 2   Ä 2  Ë 2  1.84  0,37  2,35  4.56
Сопротивление взаимной индукции обмоток в пусковом режиме
x12 П  x12
Fц
 21.68 
F
866.11
 26.89Ом
698.3
x1нас
0,408
 1
 1,018
x12 П
21.68
c1нас
П  1
Расчёт токов и моментов
a П  r1  c1нас
П
bП  x
нас
1
I 2 
c
нас
1П
s
2
п
a п2  bп  x12п 
с1п x12п
x 2 нас
a b
2
п
 0,307  1,018 
s
U 1H
2
I1  I 2
r2

0,222
 0,533
1
 0.408  1,018 
0,509
 0.926
1
220
0,5332  0.926 2
 205.9 А
0,5332  0.926  26.89
 205.9 
 111.52 А
1,018  26.89
2
Относительные значения
I П 
I1П 111.52

 3.01 ,
I 1H
37
20
 I
M    2
 I 2 H
2

s
 K R H  1,074
s

Критическое скольжение определяется после расчёта всех точек пусковых
характеристик по средним значениям сопротивлений x1нас и x2нас , соответствующим
скольжениям 0,2  0,1 .
S ÊÐ 
r2'
x1íàñ ,ñð
ñ1ÏÍÀÑ

 x 2' íàñ ,ñð
0,19
 0,166
0,408
 0,7421
1,0198
x1íàñ ,ñð  0,408
x 2' íàñ ,ñð  0,509
C1Ïíàñ
,ñð
 1,018
M max*  2,2177
Кратности
пускового
и
максимального
моментов и
пускового
тока
спроектированного двигателя удовлетворяют требованиям ГОСТ.
11. Тепловой расчёт.
56. Превышение температуры внутренней поверхности сердечника статора над
температурой воздуха внутри двигателя
 пов1  k
осн
Pэ,п1  Рст
Dl1 1
Рэ,п1  k  Pэ1
k   140 115  1,07 –
 0,19 
654.43  283.13
 17.2  С
  0,222  0,165  90
2l1
2  0,165
 1,07  1350 
 654.43Вт
l cр1
0,7284
для обмоток класса нагревостойкости F.
k  0.19 - табл. 6-30.,
1  90 Вт м 2  С  - рис. 6-59а
Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора
 изп1 
Pэ,п1
 bиз1 b1  b2 
654.43  10 3
 0,4 9,4  6.9 

 



  12.34  С

Z1 П П1l1  экв 16экв  54  0,0645  0,165  0,16 16  1,22 
Ï
Ï 1
 2hï  b1  b2  2  24  9,4  6.9  64,3ìì
 0,065 ì ,
 экв  0,16 Вт м  С  –средняя эквивалентная теплопроводность пазовой изоляции
d
1,2

 0,952 ,
d из 1,26
  1,22 Вт м  С – по рис. 6-62.
 экв
21
Перепад температуры по толщине изоляции лобовых частей

л1
из
Pэ, л1
 bизл1
h


 П1

2Z1 П л1l л1  экв 12экв

 24  10 3 
790
 
  0,926  С
 
 2  54  0,065  0,1992  12  1,22 
2l л1
2  0,1992
 1,07  1350 
 790 Вт
l cр1
0,7284
Рэ, л1  k  Pэ1
П Л 1  П П1  0,065м ;
b из,л1  0 .
Превышение температуры наружной поверхности изоляции лобовых частей
обмотки над температурой воздуха внутри машины
л1
 пов

kPэ, л1
2Dl выл1 1

0,19  790
 16.09  С
2  0,222  74,3  10 3  90
Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой воздуха
внутри машины
1 

пов1



л1
  изп1 2l1   изл1   пов
2l л1 17,2  12.34  2  0,165  0.926  16.09  2  0,1992

 22.69  С
l cp1
0,7284
Превышение температуры воздуха внутри машины над температурой
окружающей среды
 P
 в 
 Р   Р  1  k Р
в
э,п1
в
S кор в

2090.25
 98.55 С
1,212  17,5

осн
 Рст
 0,9Рмех  2926.8  1  0,19654.43  283.13  0,9  85.7  2090.25Вт
 Р   Р  k   1Р
э1
 Рэ2   2770  1,07  11350  890  2926.8Вт
S кор  (Da  8П р )(l1  2lвыл1 )  (  0,313  8  0,36)(0,165  2  74,3)  1,212 м 2
 в  17,5 Вт м 2  С  (рис. 6-59а);
П Р  0,36м 2 (рис.6,63)
Среднее
превышение
температуры
обмотки
статора
окружающей среды
1  1   в  22.69  98.55  121.24  С
59. Расчёт вентиляции.
Требуемый для охлаждения расход воздуха
над
температурой
22
Qв 
k m  Pв
1100 в
km  m

4,423  2090.25
 0,0852 м 3 с
1100  98.55
n
1000
Da  2,5
 0,313  4,423
100
100
m = 2,5 – коэффициент, учитывающий изменение условий охлаждения по длине
поверхности корпуса, обдуваемого наружным вентилятором
Расход воздуха, обеспечиваемый наружным вентилятором
Qв  0,6 Da3
n
1000
 0,6  0,3133 
 0,184 м 3 с ,
100
100
Qв  Qв
Расход воздуха, обеспечиваемый вентилятором больше требуемого для
охлаждения спроектированного двигателя объёма воздуха.
Вывод: спроектированный двигатель отвечает поставленным в техническом задании требованиям.
23
ЗАДАНИЕ ДЛЯ ПОСТРОЕНИЯ ГРАФИКА
(Пример графика)
Его нужно вставить потом в пункт, где происходит расчет Холостого хода
двигателя
54. Холостой ход двигателя:
по (9.217)
I
х. х

I
2
х. х.а
 I х. х. р  0,84 2  7,912 = 7,95 А
2
[по (9.128)
Iх.х.а =
где по (9.219)
Р
ст
 Р м ех  Р э1х. х
mU1ном

369,5  117  66,6
= 0,84 А
3  220
Рэ1х.х ≈ 3 I2μ r1 = 3  7,912  0,355 = 66,6 Вт];
по (9.221)
cos φх.х = Iх.х.а / Iх.х = 0,84/7,95 = 0,11
Пример!!!!
Рис 9.74. Рабочие характеристики спроектированного
двигателя с короткозамкнутым ротором (Р2ном=15 кВт,
2р = 4, Uном=220/380В, Iн=28,4 А,
соs φном = 0,894; ηном = 0,892, Sном = 0,024)