MINISTERIO DE EDUCACIÓN Y CIENCIA
REPÚBLICA DE KAZAJSTÁN
Universidad Estatal de Kazajstán del Norte lleva el nombre de M. Kozybáyeva
Facultad de Ingeniería Energética y Mecánica
Departamento de Ingeniería de Instrumentos y Energía
TRABAJO DEL CURSO
Sobre el tema: "Diseño de un motor asíncrono con rotor de jaula de ardilla"
disciplina - "Máquinas eléctricas"
Realizado por Kalantyrev
Director científico
d.t.s., prof. NEVADA. Shatkóvskaya
Petropávlovsk 2010
Introducción
1. Elección de las dimensiones principales
2. Determinación del número de ranuras del estator, vueltas en la fase de devanado de la sección de alambre del devanado del estator.
4. Cálculo de rotores
5. Cálculo del circuito magnético
6. Parámetros del modo de trabajo
7. Cálculo de pérdidas
9. Cálculo térmico
Anexo A
Conclusión
Bibliografía
Introducción
Los motores asíncronos son los principales convertidores de energía eléctrica en energía mecánica y forman la base del accionamiento eléctrico de la mayoría de los mecanismos. La serie 4A cubre el rango de potencia nominal de 0,06 a 400 kW y tiene 17 alturas de eje de 50 a 355 mm.
En este proyecto de curso se considera el siguiente motor:
Ejecución en grado de protección: IP23;
Método de enfriamiento: IC0141.
Diseño según el método de montaje: IM1081 - según el primer dígito - motor sobre patas, con escudos; según el segundo y tercer dígito, con un eje horizontal y patas inferiores; en el cuarto dígito, con un extremo cilíndrico del eje.
Condiciones climáticas de trabajo: U3 - por letra - para clima templado; por figura: para colocar en espacios cerrados con ventilación natural sin condiciones climáticas controladas artificialmente, donde las fluctuaciones de temperatura y humedad, la exposición a la arena y el polvo, la radiación solar son significativamente menores que en las instalaciones al aire libre de piedra, hormigón, madera y otras sin calefacción.
1. Elección de las dimensiones principales
1.1 Determine el número de pares de polos:
Entonces el número de polos es .
1.2 Determinemos gráficamente la altura del eje de rotación: según la Figura 9.18, b, de acuerdo con, según la Tabla 9.8, determinamos el diámetro exterior correspondiente al eje de rotación.
1.3 El diámetro interior del estator, lo calculamos mediante la fórmula:
donde es el coeficiente determinado según la tabla 9.9.
Cuando está en el intervalo: 
.
Elijamos un valor, entonces
1.4 Definir división de polos:
(1.3)
1.5 Determinemos la potencia calculada, W:
, (1.4)
donde es la potencia en el eje del motor, W;
- la relación entre la FEM del devanado del estator y la tensión nominal, que se puede determinar aproximadamente a partir de la Figura 9.20. Para y , .
Valores aproximados y se tomarán de las curvas construidas según los datos de los motores de la serie 4A. figura 9.21, c. En kW y , y
1.6 Las cargas electromagnéticas A y B d se determinan gráficamente a partir de las curvas de la Figura 9.23, b. En kW y , 
, Tl.
1.7 Relación de bobinado. Para devanados de dos capas con 2р>2, se debe tomar = 0,91–0,92. Aceptemos.
1.8 Determine la velocidad angular síncrona del eje del motor W:
donde es la velocidad sincrónica.
1.9 Calcular la longitud del entrehierro:
, (1.6)
donde es el factor de forma del campo. .
1.10 El criterio para la elección correcta de las dimensiones principales D y es la relación, que debe estar dentro de los límites permitidos de la Figura 9.25, b.
. El valor de l se encuentra dentro de los límites recomendados, lo que significa que las dimensiones principales están determinadas correctamente.
2. Determinación del número de ranuras del estator, vueltas en la fase del devanado y la sección transversal del cable del devanado del estator.
2.1 Definamos los valores límite: t 1 max y t 1 min Figura 9.26. Para y , , .
2.2 Número de ranuras del estator:
, (2.1)
(2.2)
Finalmente, el número de ranuras debe ser múltiplo del número de ranuras por polo y fase: q. Aceptar, entonces
, (2.3)
donde m es el número de fases.
2.3 Finalmente, determinamos la división de dientes del estator:
(2.4)
2.4 Corriente preliminar del devanado del estator
2.5 Número de conductores efectivos en una ranura (suponiendo):
(2.6)
2.6 Aceptamos el número de ramas paralelas, entonces
(2.7)
2.7 Número final de vueltas en la fase de devanado y flujo magnético:
, (2.8)
2.8 Determinar los valores de las cargas eléctricas y magnéticas:
(2.11)
Los valores de las cargas eléctricas y magnéticas difieren ligeramente de los seleccionados gráficamente.
2.9 La elección de la densidad de corriente admisible se realiza teniendo en cuenta la carga lineal del motor:
donde es el calentamiento de la parte de la ranura del devanado del estator, definimos gráficamente Figura 9.27, d.Cuando .
2.10 Calcule el área de la sección transversal de los conductores efectivos:
(2.13)
Aceptamos , luego la tabla P-3.1 , , .
2.11 Determinemos finalmente la densidad de corriente en el devanado del estator:
3. Cálculo de las dimensiones de la zona dentada del estator y del entrehierro
3.1 Primero seleccionamos la inducción electromagnética en el yugo del estator B Z 1 y en los dientes del estator B a . Con la tabla 9.12, a.
3.2 Elijamos el grado de acero 2013 de la tabla 9.13 y el factor de relleno de acero de los núcleos magnéticos del estator y del rotor.
3.3 Con base en las inducciones seleccionadas, determinamos la altura del yugo del estator y el ancho mínimo del diente
3.4 Seleccionemos la altura de la ranura y el ancho de la ranura de la ranura semicerrada. Para motores con altura de eje , mm. Seleccionamos el ancho de la ranura de la tabla 9.16. Para y , .
3.5 Determine las dimensiones de la ranura:
altura de la ranura:
dimensiones de la ranura en el dado y:
Elijamos entonces
la altura de la parte de la cuña de la ranura:
Figura 3.1. Ranura de un motor de jaula de ardilla diseñado
3.6 Determinemos las dimensiones de la ranura en el claro, teniendo en cuenta las tolerancias para la mezcla y el ensamblaje de los núcleos: y, la tabla 9.14:
ancho, y:
y altura:
Determinemos el área de la sección transversal del aislamiento del cuerpo en la ranura:
donde es el espesor de un lado del aislamiento en la ranura, .
Calcule el área de la sección transversal de las juntas a la ranura:
Determinemos el área de la sección transversal de la ranura para colocar los conductores:
3.7 El criterio para la corrección de las dimensiones seleccionadas es el factor de llenado de la ranura, que es aproximadamente igual a 
.
, (3.13)
por lo tanto los valores elegidos son correctos.
4. Cálculo de rotores
4.1 Seleccione la altura del entrehierro d gráficamente según la Figura 9.31. Para y , .
4.2 Diámetro exterior del rotor en jaula de ardilla:
4.3 La longitud del rotor es igual a la longitud del entrehierro: , .
4.4 Seleccionamos el número de ranuras de la tabla 9.18, .
4.5 Determine el valor de la división de dientes del rotor:
(4.2)
4.6 El valor del coeficiente k B para calcular el diámetro del eje se determina a partir de la tabla 9.19. Para y , .
El diámetro interior del rotor es:
4.7 Determine la corriente en la varilla del rotor:
donde k i es el coeficiente que tiene en cuenta la influencia de la corriente de magnetización y la resistencia del devanado sobre la relación , definimos gráficamente en ; ;
El coeficiente de reducción de corrientes, lo determinamos mediante la fórmula:
Entonces la corriente deseada en la varilla del rotor:
4.8 Determine el área de la sección transversal de la varilla:
donde está la densidad de corriente permitida; en nuestro caso 
.
4.9 La ranura del rotor se determina de acuerdo con la Figura 9.40, b. Aceptamos , , .
Elegimos la inducción magnética en el diente del rotor del intervalo 
tabla 9.12. Aceptemos.
Determinemos el ancho de diente permitido:
Calcular las dimensiones de la ranura:
ancho b 1 y b 2:
, (4.9)
altura h 1:
Calcule la altura total de la ranura del rotor h П2:
Especifique el área de la sección transversal de la varilla:
4.10 Determine la densidad de corriente en la varilla J 2:
(4.13)
Figura 4.1. Ranura de un motor de jaula de ardilla diseñado
4.11 Calcule el área de la sección transversal de los anillos de cortocircuito q cl:
donde está la corriente en el anillo, determinamos por la fórmula:
,
4.12 Calcular las dimensiones de los anillos de cierre y el diámetro medio del anillo:
(4.18)
Especifique el área de la sección transversal del anillo:
5. Cálculo de la corriente magnetizante
5.1 El valor de las inducciones en los dientes del rotor y estator:
, (5.1)
(5.2)
5.2 Calcular la inducción en el yugo del estator B a:
5.3 Determinar la inducción en el yugo del rotor B j:
, (5.4)
donde h "j es la altura calculada del yugo del rotor, m.
Para motores con 2р≥4 con núcleo de rotor encajado en un casquillo o en un eje con aletas, h "j se determina mediante la fórmula:
5.4 Estrés magnético del entrehierro F d:
, (5.6)
donde k d es el coeficiente de entrehierro, lo determinamos mediante la fórmula:
, (5.7)
Dónde 
Voltaje magnético del entrehierro:
5.5 Tensión magnética de las zonas dentadas del estator F z 1:
F z1 =2h z1 H z1 , (5.8)
donde 2h z1 es la altura calculada del diente del estator, m.
H z1 se determinará a partir de la Tabla A-1.7. En , 
.
5.6 Tensión magnética de las zonas dentadas del rotor F z 2:
, (5.9)
, tabla P-1.7.
5.7 Calcular el coeficiente de saturación de la zona del diente k z:
(5.10)
5.8 Encuentre la longitud de la línea magnética promedio del yugo del estator L a:
5.9 Determinemos la intensidad de campo H a en la inducción B a de acuerdo con la curva de magnetización para el yugo del grado de acero aceptado 2013 tabla P-1.6. En , .
5.10 Encuentre el voltaje magnético del yugo del estator F a:
5.11 Determinemos la longitud de la línea magnética promedio del flujo en el yugo del rotor L j:
, (5.13)
donde h j - la altura de la parte posterior del rotor, se encuentra mediante la fórmula:
5.12 La intensidad de campo H j durante la inducción se determina a partir de la curva de magnetización del yugo para el grado de acero aceptado Tabla P-1.6. En , .
Determinemos el voltaje magnético del yugo del rotor F j:
5.13 Calcular la tensión magnética total del circuito magnético de la máquina (por par de polos) F c:
5.14 Factor de saturación del circuito magnético:
(5.17)
5.15 Corriente de magnetización:
Valor relativo de la corriente de magnetización:
(5.19)
6. Parámetros del modo de trabajo
Los parámetros de una máquina asíncrona son las resistencias activa e inductiva de los devanados del estator x 1, r 1, el rotor r 2, x 2, la resistencia de inductancia mutua x 12 (o x m), y la resistencia calculada r 12 (o r m), cuya introducción tiene en cuenta el efecto de las pérdidas en el acero del estator sobre las características del motor.
Los circuitos de reemplazo de fase de una máquina asíncrona, basados en llevar los procesos de una máquina rotatoria a una estacionaria, se muestran en la Figura 6.1. Los procesos físicos en una máquina asíncrona se reflejan más claramente en el diagrama que se muestra en la Figura 6.1. Pero para el cálculo es más conveniente convertirlo en el circuito que se muestra en la Figura 6.2.
Figura 6.1. Circuito de sustitución de fase del devanado de la máquina asíncrona reducida
Figura 6.2. Circuito equivalente de fase de devanado transformado de una máquina asíncrona reducida
6.1 La resistencia activa de la fase del devanado del estator se calcula mediante la fórmula:
, (6.1)
donde L 1 es la longitud total de los conductores efectivos de la fase de bobinado, m;
a es el número de ramas sinuosas paralelas;
c 115 - resistencia específica del material del devanado (cobre para el estator) a la temperatura de diseño. para cobre 
;
k r es el coeficiente de aumento de la resistencia activa de la fase del devanado por efecto del efecto de desplazamiento de corriente.
En los conductores del devanado del estator de máquinas asíncronas, el efecto del desplazamiento de corriente es insignificante debido a las pequeñas dimensiones de los conductores elementales. Por lo tanto, en los cálculos de máquinas normales, por regla general, tome k r =1.
6.2 La longitud total de los conductores de fase de bobinado L 1 se calcula mediante la fórmula:
donde l cf es la longitud promedio de la vuelta sinuosa, m.
6.3 La longitud promedio de la bobina l cf se encuentra como la suma de las partes frontales rectas, acanaladas y curvas de la bobina:
, (6.3)
donde l P es la longitud de la parte de la ranura, igual a la longitud constructiva de los núcleos de la máquina. ;
l l - la longitud de la parte frontal.
6.4 La longitud de la parte frontal de la bobina del devanado suelto del estator está determinada por la fórmula:
, (6.4)
donde K l - coeficiente, cuyo valor depende del número de pares de polos, para la tabla 9.23;
b CT: el ancho promedio de la bobina, m, determinado por el arco de un círculo que pasa por los puntos medios de la altura de las ranuras:
, (6.5)
donde b 1 es el acortamiento relativo del paso del devanado del estator. Generalmente aceptado.
Coeficiente para bobinado suelto colocado en las ranuras antes de que el núcleo se presione en la carcasa.
Longitud promedio:
Longitud total de los conductores de fase de devanado efectivos:
Resistencia activa de fase del devanado del estator:
6.5 Determine la longitud de la salida a lo largo de la parte frontal:
donde Kout es el coeficiente determinado según la tabla 9.23. en .
6.6 Determinemos el valor relativo de la resistencia de fase del devanado del estator:
(6.7)
6.7 Determine la resistencia activa de la fase del devanado del rotor r 2:
donde rc es la resistencia de la varilla;
r cl - resistencia del anillo.
6.8 Calcular la resistencia de la varilla por la fórmula:
6.9 Calcular la resistencia del anillo:
Entonces la resistencia activa del rotor:
6.10 Llevemos r 2 al número de vueltas del devanado del estator, defina:
6.11 Valor relativo de la resistencia de fase del devanado del rotor.
(6.12)
6.12 Resistencia inductiva de las fases del devanado del rotor:
, (6.13)
donde l p es el coeficiente de conductividad magnética del rotor ranurado.
Con base en la figura 9.50, e l p se determina mediante la fórmula de la tabla 9.26:
, (6.14)
(los conductores están asegurados con una cubierta de ranura).
, (6.15)
Coeficiente de dispersión frontal de la conductividad magnética:
El coeficiente de conductividad magnética de dispersión diferencial, lo determinamos mediante la fórmula:
, (6.17)
donde se determina gráficamente, en , Figura 9.51, e, .
Usando la fórmula (6.13), calculamos la resistencia inductiva del devanado del estator:
6.13 Determinemos el valor relativo de la resistencia inductiva del devanado del estator:
(6.18)
6.14 Calculemos la resistencia inductiva de la fase del devanado del rotor según la fórmula:
donde l p2 es el coeficiente de conductividad magnética de la ranura del rotor;
l l2 - coeficiente de conductividad magnética de la parte frontal del rotor;
l d2 - coeficiente de conductividad magnética de la dispersión diferencial del rotor.
El coeficiente de conductividad magnética de la ranura del rotor se calcula mediante la fórmula, basada en la tabla 9.27:
6.15 El coeficiente de conductividad magnética de la parte frontal del rotor está determinado por la fórmula:
,
6.16 El coeficiente de conductividad magnética de la dispersión diferencial del rotor está determinado por la fórmula:
, (6.23)
Dónde 
.
6.17 Hallemos el valor de la resistencia inductiva según la fórmula (6.19):
Llevamos x 2 al número de vueltas del estator:
Valor relativo, :
(6.25)
7. Cálculo de pérdidas
7.1 Calcular las principales pérdidas en el acero del estator de la máquina asíncrona según la fórmula:
, (7.1)
donde están las pérdidas específicas, 
tabla 9.28;
b - exponente, para acero grado 2013;
k sí y k d z - coeficientes que tienen en cuenta el efecto sobre las pérdidas en el acero, para acero grado 2013 , ;
m a - masa del yugo, calculada según la fórmula:
Dónde 
es la gravedad específica del acero.
Peso de los dientes del estator:
7.2 Calcular las pérdidas superficiales totales en el rotor:
donde p sur2 - pérdidas superficiales específicas, determinamos por la fórmula:
, (7.5)
donde es un coeficiente que tiene en cuenta el efecto del tratamiento superficial de las cabezas de los dientes del rotor sobre las pérdidas específicas;
В 02: la amplitud de la ondulación de inducción en el entrehierro, la determinamos mediante la fórmula:
donde se determina gráficamente en la figura 9.53, b.
7.3 Calcular las pérdidas superficiales específicas según la fórmula (7.5):
7.4 Calcular las pérdidas por pulsaciones en los dientes del rotor:
, (7.7)
donde m z 2 es la masa de acero de los dientes del rotor;
В pool2 es la amplitud de la pulsación magnética en el rotor.
, (7.9)
7.5 Determine la cantidad de pérdidas adicionales en el acero:
7.6 Pérdida total de acero:
7.7 Definamos pérdidas mecánicas:
donde , cuando según la tabla 9.29 .
7.8 Calcular pérdidas adicionales en modo nominal:
7.9 Corriente sin carga del motor:
, (7.14)
donde yo x.x.a. - el componente activo de la corriente sin carga, lo determinamos mediante la fórmula:
donde Р e.1 x.x. - pérdidas eléctricas en el estator en ralentí:
7.10 Determine el factor de potencia en reposo:
(7.17)
8. Cálculo del rendimiento
8.1 Determinar la parte real de la resistencia:
(8.1)
(8.2)
8.3 Constante del motor:
, (8.3)
(8.4)
8.4 Determine el componente activo de la corriente:
8.5 Definir las cantidades:
8.6 Pérdidas que no cambian con un cambio de boleta:
Aceptar 
y calcular el rendimiento, con un deslizamiento igual a: 0,005; 0,01; 0,015; 0,02; 0.0201. Escribimos los resultados del cálculo en la Tabla 8.1.
P 2n \u003d 110 kW; U 1n \u003d 220/380 V; 2p \u003d 10 I 0 a \u003d 2,74 A; yo 0 p \u003d yo m \u003d 61.99 A;
P c t + P fur \u003d 1985.25 W; r 1 \u003d 0.0256 ohmios; r¢ 2 \u003d 0.0205 ohmios; c1 = 1,039;
a¢=1,0795; a=0,0266 ohmios; b¢=0; b=0,26 ohmios
Tabla 8.1
Características de rendimiento del motor asíncrono
| Fórmula de cálculo |
deslizamiento |
|||||
|
|
||||||
|
|
||||||
|
|
||||||
Figura 8.1. Potencia del motor frente a potencia P 2
Figura 8.2. Gráfico de dependencia de la eficiencia del motor con la potencia P 2
Figura 8.3. Gráfica de deslizamiento del motor s versus potencia P 2
Figura 8.4. Gráfico de la dependencia de la corriente del estator I 1 del motor en la potencia P 2
9. Cálculo térmico
9.1 Determinemos el aumento de temperatura de la superficie interna del núcleo del estator sobre la temperatura del aire dentro del motor:
, (9.1)
dónde y grado de protección IP23, tabla 9.35;
a 1 - coeficiente de transferencia de calor desde la superficie, definiremos gráficamente Figura 9.68, b, 
.
, (9.2)
donde es el coeficiente de aumento de pérdidas, para la clase de resistencia al calor F .
,
9.2 Diferencia de temperatura en el aislamiento de la ranura del devanado del estator:
, (9.4)
donde P p1 es el perímetro de la sección transversal de la ranura del estator, lo determinamos mediante la fórmula:
l equiv. – conductividad térmica media equivalente de la parte de la ranura, para resistencia al calor clase F 
, página 452;
- el valor medio del coeficiente de conductividad térmica del aislamiento interior. definir gráficamente en 
, 
, figura 9.69.
9.3 Determinar la diferencia de temperatura a lo largo del espesor del aislamiento de las partes frontales:
, (9.6)
Dónde , 
.
Por lo tanto, las partes frontales del devanado del estator no están aisladas.
9.4 Calcular el exceso de temperatura de la superficie exterior de las partes frontales sobre la temperatura del aire en el interior de la máquina:
9.5 Determine el aumento de temperatura promedio del devanado del estator sobre la temperatura del aire dentro de la máquina:
(9.8)
9.6 Calcular el exceso medio de la temperatura del aire en el interior de la máquina sobre la temperatura ambiente:
donde a in - definimos gráficamente la figura 9.68, 
;
- la suma de las pérdidas vertidas al aire dentro del motor:
donde son las pérdidas totales en el motor en modo nominal;
P e1 - pérdidas eléctricas en el devanado del estator en modo nominal;
P e2 - pérdidas eléctricas en el devanado del rotor en modo nominal.
, (9.12)
donde S cor. es el área de superficie del marco.
P p se determina gráficamente. Cuándo , figura 9.70 .
9.7 Determine el aumento de temperatura promedio del devanado del estator sobre la temperatura ambiente:
9.8 Determine el flujo de aire requerido para la ventilación:
(9.14)
9.9 El caudal de aire proporcionado por un ventilador exterior con un diseño y dimensiones adoptados en la serie 4A se puede determinar aproximadamente mediante la fórmula:
, (9.15)
donde y - el número y ancho, m, de conductos de ventilación radiales, página 384;
n - velocidad del motor, rpm;
Coeficiente, para motores con .
Aquellos. el caudal de aire proporcionado por el ventilador exterior es mayor que el caudal de aire necesario para ventilar el motor.
10. Cálculo del rendimiento del gráfico circular
10.1 Primero, determine la corriente síncrona sin carga usando la fórmula:
10.2 Calcular las resistencias activa e inductiva de cortocircuito:
10.3 Calcular la escala del gráfico circular:
La escala actual es:
donde D a - el diámetro del círculo del diagrama, se selecciona del intervalo: 
, elegir .
Escala de potencia:
Escala de momento:
(10.6)
El gráfico circular del motor se muestra a continuación. Un círculo con un diámetro D to con un centro O¢ es el lugar geométrico de los extremos del vector de corriente del estator del motor en varios deslizamientos. El punto A 0 determina la posición del final del vector actual I 0 en ralentí síncrono, y - en ralentí real del motor. El segmento , es igual al factor de potencia en reposo. El punto A 3 determina la posición del final del vector de corriente del estator en caso de cortocircuito (s = 1), el segmento es el cortocircuito de corriente I. , y el ángulo es . El punto A 2 determina la posición del final del vector de corriente del estator en .
Los puntos intermedios en el arco A 0 A 3 determinan la posición de los extremos del vector actual I 1 en varias cargas en el modo motor. El eje de abscisas del diagrama OB es la línea de la potencia primaria P 1 . La línea de potencia electromagnética R em o momentos electromagnéticos M em es la línea A 0 A 2. La línea de potencia útil en el eje (potencia secundaria P 2) es la línea A ’ 0 A 3.
Figura 10.1. Gráfico circular
Conclusión
En este proyecto de curso se diseñó un motor eléctrico asíncrono con rotor en jaula de ardilla. Como resultado del cálculo se obtuvieron los principales indicadores para un motor de una potencia h y cosj dados, que satisfacen el valor máximo permisible de GOST para una serie de motores 4A. Se realizó el cálculo y construcción de las características de desempeño de la máquina diseñada.
Así, según los datos de cálculo, a este motor se le puede dar el siguiente símbolo:
4 – número de serie de la serie;
A - tipo de motor - asíncrono;
315 - altura del eje de rotación;
M - longitud condicional de la cama según IEC;
10 - número de polos;
U - diseño climático para un clima templado;
Datos nominales del motor diseñado:
P 2n = 110 kW, U 1n = 220/380 V, I 1n = 216 A, cosj n = 0,83, h n = 0,93.
Bibliografía
1. Diseño de máquinas eléctricas: Proc. para universidades / P79
IP Kopylov, B. K. Klokov, vicepresidente Morozkin, B. F. Tokarev; ed. IP Kopylov. – 4ª ed., revisada. y adicional - M.: Superior. escuela, 2005. - 767 p.: il.
2. Voldek A.I., Popov V.V. Coches eléctricos. Máquinas de CA: un libro de texto para escuelas secundarias. - San Petersburgo: - Peter, 2007. -350 p.
3. Katsman M. M. Manual de máquinas eléctricas: libro de texto para estudiantes de educación. instituciones medianas. profe. educación / Mark Mikhailovich Katsman. - M.: Centro Editorial "Academia", 2005. - 480 p.
Anexo A
(obligatorio)
Figura 1. Esquema de un devanado de dos capas con paso acortado, , ,
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Los estudiantes, estudiantes de posgrado, jóvenes científicos que utilizan la base de conocimientos en sus estudios y trabajos le estarán muy agradecidos.
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Coches eléctricos
proyecto de curso
"Diseño de un motor asíncrono con rotor en jaula de ardilla"
Tarea técnica
Diseñe un motor asíncrono trifásico con rotor en jaula de ardilla:
P \u003d 15 kW, U \u003d 220/380 V, 2r \u003d 2;
n = 3000 rpm, = 90 %, cos = 0,89, S NOM = 3 %;
h=160 M p / M n = 1,8, M máx / M n = 2,7, I p / I n = 7;
diseño IM1001;
ejecución según el método de protección IP44;
método de enfriamiento IC0141;
diseño climático y categoría de ubicación U3;
Clase de aislamiento F.
modo de funcionamiento S1
Determinación de las principales dimensiones geométricas
1. Preseleccionar la altura del eje de rotación según la fig. 8.17, a (en adelante todas las fórmulas, tablas y figuras de) h = 150 mm.
De la Mesa. 8.6 aceptamos el valor más pequeño más cercano h \u003d 132 mm y a \u003d 0.225 m (D a es el diámetro exterior del estator).
2. Determine el diámetro interior del estator:
D \u003d K D D a \u003d 0.560.225 \u003d 0.126 (m)
K D - coeficiente de proporcionalidad, determinado a partir de la tabla. 8.7.
3. División de polos
metro
donde 2p es el número de pares de polos.
4. Determinar la potencia calculada:
P \u003d (P 2 k E) / (cos)
k E - la relación entre el EMF del devanado del estator y el voltaje nominal, determinado a partir de la fig. 8,20, k E = 0,983
- Rendimiento de un motor asíncrono, según la fig. 8.21,a , = 0.89 , cos = 0.91
P 2 - potencia en el eje del motor, W
P = (1510 3 0.983) / (0.890.91) = 18206 (W)
5. Determinamos las cargas electromagnéticas (preliminarmente) según la fig. 8.22b:
Carga lineal (la relación de la corriente de todas las vueltas del devanado a la circunferencia) A \u003d 25.310 3 (A / m)
Inducción de entrehierro B= 0,73 (T)
6. El coeficiente de devanado preliminar se selecciona según el tipo de devanado del estator. Para devanados de una sola capa k O1 = 0,95 0,96.
Tomemos k O1 = 0.96.
7. La longitud estimada del espacio de aire está determinada por la fórmula:
= P / (k segundo re 2 k O 1 AB)
k B - factor de forma de campo, tomado preliminarmente igual a
k B \u003d / () \u003d 1.11
- la velocidad angular síncrona del eje del motor, rad/s, se calcula mediante la fórmula
rad/s
donde 1 - frecuencia de potencia, Hz
= 18206 / (1.110.126 2 3140.9625.310 3 0.73) = 0.19 (m)
8. Comprueba la relación = / . Debe estar dentro de 0,19 0,87, determinado a partir de la fig. 8.25:
= 0,19 / 0,198 = 0,96
El valor obtenido es superior a los límites recomendados, por lo que aceptamos el siguiente mayor de la serie estándar (Tabla 8.6) la altura del eje de rotación h = 160 mm. Repetimos los cálculos según los párrafos. 1-8:
D a \u003d 0.272 (m) P \u003d (1510 3 0.984) / (0.910.89) \u003d 18224 (W)
D = 0,560,272 = 0,152 (m) A = 3410 3 (A/m)
= (3,140,152) / 2 = 0,239 (m) B = 0,738 (T)
= 18224 / (1.110.152 2 3140.963610 3 0.738) = 0.091 (m)
= 0,091 / 0,239 = 0,38
Cálculo de devanados, ranuras y yugo de estator
Definición Z 1 , 1 Y secciones alambres devanados estator
1. Determinamos los valores límite de la división de dientes 1 según la fig. 6-15:
1 máx. = 18 (mm) 1 mín. = 13 (mm)
2. Los valores límite para el número de ranuras del estator están determinados por las siguientes fórmulas
Aceptamos 1 = 36, luego q = Z 1 / (2pm), donde m es el número de fases
q = 36 / (23) = 6
El devanado es de una sola capa.
3. Finalmente, determinamos la división del diente del estator:
m = 1410 -3 m
4. Encuentre el número de conductores efectivos en la ranura (anteriormente, siempre que no haya ramas paralelas en el devanado (a = 1)):
tu=
I 1H - corriente nominal del devanado del estator, A, y está determinada por la fórmula:
I 1H \u003d P 2 / (mU 1H cos) \u003d 1510 3 / (32200.890.91) \u003d 28.06 (A)
tu==16
5. Aceptamos a = 2, entonces
u \u003d au \u003d 216 \u003d 32
6. Obtenga los valores finales:
número de vueltas en la fase de bobinado
carga lineal
Soy
fluir
F = (1) -1
k O1 - el valor final del coeficiente de devanado, determinado por la fórmula:
k О1 = k У k Р
k Y - factor de acortamiento, para un devanado de una sola capa k Y \u003d 1
k P - coeficiente de distribución, determinado a partir de la tabla. 3.16 para el primer armónico
kp = 0,957
F = = 0,01 (Wb)
inducción de espacio de aire
Tl
Los valores A y B están dentro de los límites aceptables (Fig. 8.22, b)
7. Densidad de corriente en el devanado del estator (preliminar):
J 1 \u003d (AJ 1) / A \u003d (18110 9) / (33.810 3) \u003d 5.3610 6 (A / m 2)
el producto de la carga lineal y la densidad de corriente se determina a partir de la fig. 8.27b.
Sección efectiva del conductor (preliminarmente):
q EF \u003d I 1 H / (aJ 1) \u003d 28.06 / (25.1310 6) \u003d 2.7310 -6 (m 2) \u003d 2.73 (mm 2)
Aceptamos n EL = 2, entonces
q EL \u003d q EF / 2 \u003d 2.73 / 2 \u003d 1.365 (mm 2)
n EL - número de conductores elementales
q EL - sección del conductor elemental
Seleccionamos el cable de bobinado de PETV (según Tabla A3.1) con los siguientes datos:
diámetro nominal del cable desnudo d EL = 1,32 mm
valor medio del diámetro del hilo aislado d IZ = 1,384 mm
área de la sección transversal de un cable pelado q EL \u003d 1.118 mm 2
área de la sección transversal del conductor efectivo q EF \u003d 1.1182 \u003d 2.236 (mm 2)
9. Densidad de corriente en el devanado del estator (finalmente)
Cálculo tamaños dentado zonas estator Y aire autorización
Ranura estator - según la fig. 1a con una relación de dimensiones que asegure el paralelismo de las caras laterales de los dientes.
1. Aceptamos preliminarmente según la tabla. 8.10:
valor de inducción en los dientes del estator B Z1 = 1,9 (T) valor de inducción en el yugo del estator B a = 1,6 (T), entonces el ancho del diente
b Z1 =
k C - factor de llenado del núcleo con acero, según la tabla. 8.11 para láminas oxidadas de acero grado 2013 k C = 0.97
CT1 - la longitud del acero de los núcleos del estator, para máquinas con 1,5 mm
ST1 = 0,091 (m)
b Z1 = = 6,410 -3 (m) = 6,4 (mm)
altura del yugo del estator
2. Aceptamos las dimensiones de la ranura en el sello:
ancho de ranura b W = 4,0 (mm)
ranura ranura altura h W = 1,0 (mm) , = 45
altura de la ranura
h P \u003d h a \u003d \u003d 23,8 (mm) (25)
ancho inferior de la ranura
b 2 = = = 14,5 (mm) (26)
ancho superior de la ranura
b 1 = = = 10,4 (mm) (27)
h 1 = h P - + = = 19,6 (mm) (28)
3. Dimensiones de la ranura en el claro, teniendo en cuenta las tolerancias de montaje:
para h = 160 250 (mm) b P = 0,2 (mm); h P = 0,2 (mm)
b 2 \u003d b 2 - b P \u003d 14.5 - 0.2 \u003d 14.3 (mm) (29)
b 1 \u003d b 1 - b P \u003d 10.4 - 0.2 \u003d 10.2 (mm) (30)
h 1 \u003d h 1 - h P \u003d 19.6 - 0.2 \u003d 19.4 (mm) (31)
Área de la sección transversal de la ranura para colocar conductores:
S P \u003d S DE S PR
área de la sección transversal de las juntas S PR = 0
área de la sección transversal del aislamiento de la carcasa en la ranura
S DE \u003d b DE (2h P + b 1 + b 2)
b DESDE - espesor de aislamiento unilateral en la ranura, según tabla. 3,1 b DE = 0,4 (mm)
S DE \u003d 0.4 (223.8 + 14.5 + 10.4) \u003d 29 (mm 2)
SP \u003d 0.5 (14.3 + 10.2) 19.4 29 \u003d 208.65 (mm 2)
4. Factor de relleno de la ranura:
k Z \u003d [(d IZ) 2 u n n EL] / S P \u003d (1.405 2 402) / 208.65 \u003d 0.757 (34)
El valor de k W obtenido para el tendido mecanizado del bobinado es excesivamente grande. El factor de llenado debe estar entre 0,70 y 0,72 (de la Tabla 3-12). Disminuya el valor del factor de relleno aumentando el área de la sección transversal de la ranura.
Tomemos B Z1 = 1,94 (T) y B a = 1,64 (T), lo cual es aceptable, ya que estos valores superan los valores recomendados solo en un 2,5 - 3%.
5. Repetimos el cálculo según los párrafos. 1-4.
b Z1 = = 0,0063 (m) = 6,3 (mm) b 2 == 11,55 (mm)
h a = = 0,0353 (m) = 35,3 (mm) b 1 = = 8,46 (mm)
h P = = 24,7 (mm) h 1 = = 20,25 (mm)
b 2 \u003d \u003d 11.75 (mm)
b 1 = = 8,66 (mm)
h1 = = 20,45 (mm)
S DE \u003d \u003d 29.9 (mm 2)
SP \u003d \u003d 172.7 (mm 2)
k Z = = 0,7088 0,71
Las dimensiones de la ranura en el sello se muestran en la fig. 1 , un .
Cálculo del devanado, ranuras y yugo del rotor.
1. Determine el entrehierro (según la Fig. 8.31): = 0,8 (mm)
2. Número de ranuras del rotor (según tabla 8.16): Z 2 = 28
3. Diámetro exterior:
D 2 \u003d D2 \u003d 0.15220.810 -3 \u003d 0.150 (m) (35)
4. La longitud del circuito magnético del rotor 2 = 1 = 0,091 (m)
5. División de dientes:
t 2 \u003d (D 2) / Z 2 \u003d (3.140.150) / 28 \u003d 0.0168 (m) \u003d 16.8 (mm) (36)
6. El diámetro interior del rotor es igual al diámetro del eje, ya que el núcleo está montado directamente sobre el eje:
D J \u003d D B \u003d k B D a \u003d 0.230.272 \u003d 0.0626 (m) 60 (mm) (37)
El valor del coeficiente k In tomado de la tabla. 8.17: k B \u003d 0.23
7. Valor preliminar de corriente en la varilla del rotor:
yo 2 = k yo yo 1 yo
k i - coeficiente teniendo en cuenta la influencia de la corriente de magnetización y la resistencia del devanado en la relación I 1 / I 2 . k i = 0,2+0,8 cos = 0,93
i - coeficiente de reducción de corrientes:
i \u003d (2m 1 1 k O 1) / Z 2 \u003d (23960.957) / 28 \u003d 19.7
Yo 2 \u003d 0.9328.0619.7 \u003d 514.1 (A)
8. Área de la sección transversal de la varilla:
q C \u003d Yo 2 / J 2
J 2 - densidad de corriente en las varillas del rotor, al llenar las ranuras con aluminio, se selecciona dentro de
J 2 \u003d (2.53.5) 10 6 (A / m 2)
q C \u003d 514.1 / (3.510 6) \u003d 146.910 -6 (m 2) \u003d 146.9 (mm 2)
9. Ranura del rotor - según fig. 1. segundo Diseñamos ranuras cerradas en forma de pera con dimensiones de ranura b W = 1,5 mm y h W = 0,7 mm. La altura del puente sobre la ranura se elige igual a h W = 1 mm.
Ancho de diente permitido
b Z2 = = = 7,010 -3 (m) = 7,0 (mm) (41)
B Z2 - inducción en los dientes del rotor, según la tabla. 8.10 B Z2 = 1.8 (T)
Dimensiones de la ranura
b1 ===10,5 (mm)
b 2 = = = 5,54 (mm) (43)
h 1 \u003d (b 1 - b 2) (Z 2 / (2)) \u003d (10.5 - 5.54) (28 / 6.28) \u003d 22.11 (mm) (44)
Aceptamos b 1 = 10,5 mm, b 2 = 5,5 mm, h 1 = 22,11 mm.
10. Especificar el ancho de los dientes del rotor
b Z2 = = 9,1 (mm)
b Z2 = = 3,14 9,1 (mm)
bZ2 = bZ2 9,1 (mm)
Altura total de la ranura:
h P 2 \u003d h W + h W + 0.5b 1 + h 1 + 0.5b 2 \u003d 1 + 0.7 + 0.510.5 + 22.11 + 0.55.5 \u003d 31.81 (mm)
Sección transversal de la varilla:
q C = (/8)(b 1 b 1 +b 2 b 2)+0.5(b 1 +b 2)h 1 =
(3.14 / 8) (10.5 2 +5.5 2) + 0.5 (10.5 + 5.5) 22.11 \u003d 195.2 (mm 2)
11. Densidad de corriente en la varilla:
J 2 \u003d I 2 / q C \u003d 514.1 / 195.210 -6 \u003d 3.4910 6 (A / m 2)
12. Anillos de cortocircuito. Área de la sección transversal:
qCL = ICL / JCL
JCL - densidad de corriente en los anillos de cierre:
JCL = 0,85J2 = 0,853,49106 = 2,97106 (A/m2) (51)
ICL - corriente en los anillos:
ICL = I2 /
= 2sen = 2sen = 0,224 (53)
ICL = 514,1 / 0,224 = 2295,1 (A)
qCL = 2295 / 2,97106 = 772,710-6 (m2) = 772,7 (mm2)
13. Dimensiones de los anillos de cierre:
hCl = 1,25hP2 = 1,2531,8 = 38,2 (mm) (54)
bKL = qKL / hKL = 772,7 / 38,2 = 20,2 (mm) (55)
qCL = bCLhCL = 38,2 20,2 = 771,6 (mm2) (56)
CORRIENTE CONTINUA. SR \u003d D2 - hKL \u003d 150 - 38.2 \u003d 111.8 (mm) (57)
Cálculo de circuitos magnéticos
Núcleo magnético de acero 2013; espesor de hoja 0,5 mm.
1. Voltaje magnético del entrehierro:
F= 1.5910 6 Bk, donde (58)
k- coeficiente de entrehierro:
k \u003d t 1 / (t 1 -)
= = = 2,5
k== 1.17
F= 1.5910 6 0.7231.170.810 -3 = 893.25 (A)
2. Tensión magnética de las zonas de los dientes:
estator
F Z1 = 2h Z1 H Z1
h Z1 - altura calculada del diente del estator, h Z1 = h P1 = 24,7 (mm)
H Z1: el valor de la intensidad de campo en los dientes del estator, según la tabla P1.7 en B Z1 = 1.94 (T) para acero 2013 H Z1 = 2430 (A / m)
F Z1 = 224.710 -3 2430 = 120 (A)
inducción calculada en dientes:
B Z1 = = = 1,934 (T)
dado que B Z1 1.8 (T), es necesario tener en cuenta la ramificación del flujo en la ranura y encontrar la inducción real en el diente B Z1 .
Coeficiente k HR en altura h ZX = 0,5h Z:
kHRP =
b HRP \u003d 0.5 (b 1 + b 2) \u003d 0.5 (8.66 + 11.75) \u003d 12.6
kHRP = = 2,06
B Z1 = B Z1 - 0 H Z1 k RH
Aceptamos B Z1 = 1.94 (T), verifique la relación de B Z1 y B Z1:
1,94 = 1,934 - 1,25610 -6 24302,06 = 1,93
rotor
F Z2 = 2h Z2 H Z2
h Z2 - altura calculada del diente del rotor:
h Z2 \u003d h P2 - 0.1b 2 \u003d 31.8-0.15.5 \u003d 31.25 (mm)
H Z2: el valor de la intensidad de campo en los dientes del rotor, según la tabla P1.7 en B Z2 = 1.8 (T) para acero 2013 H Z2 = 1520 (A / m)
F Z2 = 231,25 10 -3 1520 = 81,02 (A)
inducción en el diente
B Z2 = = = 1,799 (T) 1,8 (T)
3. Coeficiente de saturación de la zona del diente
kZ = 1+= 1+= 1,23
4. Tensión magnética del yugo:
estator
F un = L un H un
L a - la longitud de la línea magnética promedio del yugo del estator, m:
La = = = 0,376 (m)
Ha - intensidad de campo, según la tabla P1.6 en B a = 1,64 (T) H a = 902 (A / m)
Fa = 0,376902 = 339,2 (A)
B a =
h a - altura de diseño del yugo del estator, m:
h a \u003d 0.5 (D a - D) - h P 1 \u003d 0.5 (272 - 152) - 24.7 \u003d 35.3 (mm)
Ba = = 1,6407 (T) 1,64 (T)
rotor
F j = L j H j
L j es la longitud de la línea de flujo magnético promedio en el yugo del rotor:
Lj = 2hj
h j - altura trasera del rotor:
h j \u003d - h P2 \u003d - 31.8 \u003d 13.7 (mm)
L j \u003d 213.7 10 -3 \u003d 0.027 (m)
segundo j =
h j - altura de diseño del yugo del rotor, m:
h j = = = 40,5 (mm)
B j = = 1,28 (T)
H j - intensidad de campo, según la tabla P1.6 en B j = 1,28 (T) H j = 307 (A/m)
F j \u003d 0.027307 \u003d 8.29 (A)
5. El voltaje magnético total del circuito magnético por par de polos:
F C \u003d F + F Z1 + F Z2 + F a + F j \u003d 893.25 + 120 + 81.02 + 339.2 + 8.29 \u003d 1441.83 (A)
6. Factor de saturación del circuito magnético:
k \u003d F C / F \u003d 1441.83 / 893.25 \u003d 1.6
7. Corriente de magnetización:
===7.3(A)
valor relativo
yo = yo / yo 1H = 7,3 / 28,06 = 0,26
Cálculo de los parámetros de una máquina asíncrona para el modo nominal
1. Resistencia activa de la fase del devanado del estator:
r1 = 115
115 - resistencia específica del material del devanado a la temperatura de diseño, Omm. Para la clase de aislamiento F, la temperatura de diseño es de 115 grados. Para cobre 115 = 10 -6 / 41 ohm.
L 1 - la longitud total de los conductores efectivos de la fase del devanado del estator, m:
L 1 = СР1 1
СР1 - longitud promedio del devanado del estator, m:
СР1 \u003d 2 (P1 + L1)
P1 - la longitud de la parte de la ranura, P1 \u003d 1 \u003d 0.091 (m)
L1 - parte frontal de la bobina
L1 \u003d K L b KT + 2V
K L - coeficiente, cuyo valor se toma de la tabla 8.21: K L \u003d 1.2
B es la longitud del flujo de salida de la parte recta de la bobina desde la ranura desde el extremo del núcleo hasta el comienzo de la curvatura de la parte frontal, m Aceptamos B = 0.01.
b CT - ancho de bobina promedio, m:
b CT = 1
1 - acortamiento relativo del paso del devanado del estator, 1 = 1
b KT = = 0,277 (m)
L1 \u003d 1.20.277 + 20.01 \u003d 0.352 (m)
СР1 = 2(0.091+0.352) = 0.882 (m)
L 1 \u003d 0.88296 \u003d 84.67 (m)
r 1 \u003d \u003d 0.308 (ohmios)
La longitud de la extensión de la parte frontal de la bobina.
SALIDA = K SALIDA b CT + V = 0.260.277+0.01= 0.08202 (m)= 82.02 (mm) (90)
Según tabla 8.21 K APAGADO = 0.26
Valor relativo
r 1 \u003d r 1 \u003d 0.308 \u003d 0.05
2. Resistencia activa de la fase del devanado del rotor:
r 2 \u003d r C +
r C - resistencia de la varilla:
rC = 115
para devanado de rotor de aluminio fundido 115 = 10 -6 / 20,5 (Ohm).
r C \u003d \u003d 22.210 -6 (Ohm)
r CL - resistencia de la sección del anillo de cierre encerrado entre dos varillas adyacentes
r CL \u003d 115 \u003d \u003d 1.0110 -6 (Ohm) (94)
r 2 \u003d 22.210 -6 + \u003d 47.110 -6 (Ohm)
Llevamos r 2 al número de vueltas del devanado del estator:
r 2 \u003d r 2 \u003d 47.110 -6 \u003d 0.170 (Ohm) (95)
Valor relativo:
r 2 \u003d r 2 \u003d 0.170 \u003d 0.02168 0.022
3. Resistencia inductiva de la fase del devanado del estator:
x 1 \u003d 15.8 (P1 + L1 + D1), donde (96)
P1 - coeficiente de conductividad magnética de dispersión de ranura:
P1 =
h 2 \u003d h 1 - 2b DESDE \u003d 20.45 - 20.4 \u003d 19.65 (mm)
b 1 \u003d 8.66 (mm)
h K \u003d 0.5 (b 1 - b) \u003d 0.5 (8.66 - 4) \u003d 2.33 (mm)
h 1 \u003d 0 (los conductores se fijan con una cubierta de ranura)
k = 1; k = 1; == 0,091 (m)
P1 = = 1,4
L1 - coeficiente de conductividad magnética de dispersión frontal:
L1 \u003d 0,34 (L1 - 0,64) \u003d 0,34 (0,352 - 0,640,239) \u003d 3,8
D1 - coeficiente de conductividad magnética de dispersión diferencial
D1 =
= 2k SC k - k O1 2 (1+ SC 2)
k = 1
SK \u003d 0, ya que no hay bisel de las ranuras
k SC se determina a partir de las curvas de la fig. 8.51,d dependiendo de t 2 /t 1 y SC
== 1,34; SC = 0; k SC = 1,4
= 21,41 - 0,957 2 1,34 2 = 1,15
D1 \u003d 1.15 \u003d 1.43
x 1 \u003d 15,8 (1,4 + 3,8 + 1,43) \u003d 0,731 (ohmios)
Valor relativo
x 1 \u003d x 1 \u003d 0.731 \u003d 0.093
4. Resistencia inductiva de la fase del devanado del rotor:
x 2 \u003d 7.9 1 (P2 + L2 + D2 + SC) 10 -6 (102)
P2 = k D +
h 0 \u003d h 1 + 0.4b 2 \u003d 17.5 + 0.45.5 \u003d 19.7 (mm)
k re = 1
P2 = = 3,08
L2 = = = 1,4
D2 =
= = = 1,004
ya que con ranuras cerradas Z 0
D2 = = 1,5
x 2 \u003d 7.9500.091 (3.08 + 1.4 + 1.5) 10 -6 \u003d 21510 -6 (Ohm)
Damos x 2 al número de vueltas del estator:
x 2 \u003d x 2 \u003d \u003d 0,778 (ohmios)
Valor relativo
x 2 \u003d x 2 \u003d 0.778 \u003d 0.099 (108)
Cálculo de pérdida de potencia
1. Las pérdidas en el acero son las principales:
P ST. OSN. = P 1.0/50 (k Sí B a 2 m a +k DZ B Z1 2 +m Z1)
P 1,0/50: pérdidas específicas con una inducción de 1 T y una frecuencia de remagnetización de 50 Hz. Según la tabla 8,26 para acero 2013 P 1,0/50 = 2,5 (W/kg)
m a - masa de acero del yugo del estator, kg:
metro un = (re un - h un)h un k C1 C =
= 3,14 (0,272 - 0,0353) 0,03530,0910,977,810 3 = 17,67 (kg)
C - gravedad específica del acero; en los cálculos tome C \u003d 7.810 3 (kg / m 3)
m Z1 - masa de acero de los dientes del estator, kg:
m Z1 = h Z1 b Z1 SR. Z 1 CT 1 k C 1 C =
= 24.710 -3 6.310 -3 360.0910.977.810 3 = 3.14 (kg) (111)
k Sí y k DZ: coeficientes que tienen en cuenta el efecto sobre las pérdidas en el acero de la distribución desigual del flujo sobre las secciones de las secciones del circuito magnético y los factores tecnológicos. Aproximadamente, puede tomar k Sí \u003d 1.6 y k DZ \u003d 1.8.
hora del Pacífico OSN. = 2,51 (1,61,64217,67 + 1,81,93423,14) = 242,9 (W)
2. Pérdidas superficiales en el rotor:
PPOV2 = pPOV2(t2 - bSH2)Z2ST2
pSOV2 - pérdidas superficiales específicas:
pPOV2 = 0.5k02(B02t1103)2
B02 - amplitud de la pulsación de inducción en el entrehierro por encima de las coronas de los dientes del rotor:
B02=02
02 depende de la relación entre el ancho de la ranura de las ranuras del estator y el entrehierro. 02 (con bSh1 / = 4 / 0,5 = 8 según la Fig. 8.53, b) = 0,375
k02 - coeficiente que tiene en cuenta el efecto del tratamiento superficial de las cabezas de los dientes del rotor en las pérdidas específicas. Tomemos k02 = 1.5
B02 = 0.3571.180.739 = 0.331 (T)
pSW2 = 0,51,5(0,33114)2 = 568 (16,8 - 1,5)24 0,091 = 22,2 (W)
3. Pérdidas por ondulación en los dientes del rotor:
RPUL2 = 0,11 mZ2
VPUL2 - la amplitud de las pulsaciones de inducción en la sección promedio de los dientes:
Bpool2 = BZ2
mZ2 - peso del acero de los dientes del rotor, kg:
mZ2 = Z2hZ2bZ2ST2kC2C =
= 2826.6510-39.110-30.0910.977.8103 = 3,59 (kg) (117)
VSL2 = = 0,103 (T)
RPUL2 = 0,11= 33,9 (W)
4. La cantidad de pérdidas adicionales en acero:
hora del Pacífico APLICACIÓN. = PPOW1+PPOOL1+PPOV2+PPOOL2 = 22,2 + 33,9 = 56,1 (W
5. Pérdida total en acero:
hora del Pacífico = Hora estándar del Pacífico. OSN. + PST. APLICACIÓN. = 242,9 + 56,1 = 299 (W
6. Pérdida mecánica:
PMEX = KTDa4 = 0,2724 = 492,6 (W) (120)
Para motores con 2p=2 KT=1.
7. Motor inactivo:
IX. X.
IX.X.a. =
PE1 H.H. = mI2r1 = 37.320.308 = 27,4 (W)
IX.X.a. == 1,24 (A)
IX.X.R. Yo = 7,3 (A)
IX.X. == 7.405 (A)
cos xx = IX.X.a / IX.X. = 1,24/4,98 = 0,25
Rotor de jaula de ardilla de motor trifásico asíncrono
Cálculo de rendimiento
1. Opciones:
r 12 = P ST. OSN. / (mI 2) \u003d 242.9 / (37.3 2) \u003d 3.48 (Ohm)
x 12 \u003d U 1H / I - x 1 \u003d 220 / 7.3 - 1.09 \u003d 44.55 (Ohm)
c 1 \u003d 1 + x 1 / x 12 \u003d 1 + 0.731 / 44.55 \u003d 1.024 (Ohm)
= = =
\u003d arctg 0.0067 \u003d 0.38 (23) 1 o
Componente activo de la corriente inactiva síncrona:
I 0a \u003d (P ST. BÁSICO. + 3I 2 r 1) / (3U 1H) \u003d \u003d 0.41 (A)
a = c 1 2 = 1.024 2 = 1.048
segundo = 0
a \u003d c 1 r 1 \u003d 1.0240.308 \u003d 0.402 (Ohm)
b \u003d c 1 (x 1 + c 1 x 2) \u003d 1.024 (0.731 + 1.0241.12) \u003d 2.51 (Ohm)
Pérdidas que no cambian con un cambio de boleta:
P ST. +P MEC. \u003d 299 + 492,6 \u003d 791,6 (W)
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Fórmulas de cálculo |
Dimensión |
Resbalón S |
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Z \u003d (R 2 +X 2) 0.5 |
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yo 1a \u003d yo 0a + yo 2 cos 2 |
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yo 1p \u003d yo 0p + yo 2 sin 2 |
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yo 1 \u003d (yo 1a 2 + yo 1p 2) 0.5 |
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P 1 \u003d 3U 1 Yo 1a 10 -3 |
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PE 1 \u003d 3I 1 2 r 1 10 -3 |
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PE 2 \u003d 3I 2 2 r 2 10 -3 |
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P DOB \u003d 0.005P 1 |
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P \u003d P ST + R MEX + P E1 + R E2 + R Fecha de nacimiento |
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Tabla 1. Características de rendimiento de un motor de inducción
P2NOM = 15 kW; I0p = I = 7,3A; hora del Pacífico +PMEX. = 791,6W
U1 NOM = 220/380 V; r1 \u003d 0.308 ohmios; r2 = 0,170 ohmios
2p=2; I0a = 0,41 A; c1 = 1.024 ; a = 1.048 segundo = 0
a \u003d 0.402 (ohmios); b = 2,51 (ohmios)
2. Calcular el rendimiento de las diapositivas
S = 0,005; 0,01; 0,015
0.02;0.025;0.03;0.035, suponiendo previamente que SNOM r2 = 0.03
Los resultados del cálculo se resumen en la Tabla. 1 . Después de construir las características de desempeño (Fig. 2), especificamos el valor del deslizamiento nominal: SH = 0.034.
Datos nominales del motor diseñado:
P2NOM = 15 kW cos NOM = 0,891
U1 NOM = 220/380 V NOM = 0,858
I1 NOM = 28,5 A
Cálculo de las características iniciales
Cálculo corrientes Con teniendo en cuenta influencia cambios parámetros bajo influencia efecto desplazamiento actual (sin contabilidad influencia na scheniya de campos dispersión)
Detallado el cálculo se da para S = 1. Los datos de cálculo para los puntos restantes se resumen en la Tabla. 2.
1. La resistencia activa del devanado del rotor, teniendo en cuenta el efecto del desplazamiento de corriente:
= 2h C = 63.61h C = 63.610.0255= 1.62 (130)
calc = 115 sobre C; 115 \u003d 10 -6 / 20.5 (ohmios); bC /bP \u003d 1; 1 = 50 Hz
h C \u003d h P - (h W + h W) \u003d 27.2 - (0.7 + 1) \u003d 25.5 (mm)
- “altura reducida” de la varilla
de acuerdo con la fig. 8.57 para = 1.62 encontramos = 0.43
h r = = = 0,0178 (m) = 17,8 (mm)
ya que (0.510.5) 17.8 (17.5+0.510.5):
q r =
h r - profundidad de penetración de la corriente en la varilla
q r - área seccional limitada por la altura h r
b r = = 6,91 (mm)
q r \u003d \u003d 152,5 (mm 2)
k r \u003d q C / q r \u003d 195.2 / 152.5 \u003d 1.28 (135)
K R == 1.13
r C \u003d r C \u003d 22.210 -6 (Ohm)
r 2 \u003d 47.110 -6 (ohmios)
Reducción de la resistencia del rotor, teniendo en cuenta la influencia del efecto de desplazamiento de corriente:
r 2 \u003d K R r 2 \u003d 1.130.235 \u003d 0.265 (ohmios)
2. Resistencia inductiva del devanado del rotor, teniendo en cuenta el efecto del desplazamiento de la corriente:
para = 1,62 = kD = 0,86
KX \u003d (P2 + L2 + D2) / (P2 + L2 + D2)
P2 = P2 - P2
P2 = P2(1-kD) = =
= = 0,13
P2 = 3,08 - 0,13 = 2,95
KX==0.98
x2 = KXx2 = 0,980,778 = 0,762 (ohmios)
3. Parámetros de inicio:
Reactancia inductiva de inducción mutua
x 12P \u003d k x 12 \u003d 1.644.55 \u003d 80.19 (Ohm) (142)
con 1P \u003d 1 + x 1 / x 12P \u003d 1 + 1.1 / 80.19 \u003d 1.013 (143)
4. Cálculo de corrientes teniendo en cuenta la influencia del efecto de desplazamiento de corriente:
R P \u003d r 1 + c 1 P r 2 / s \u003d 0.308 + 1.0130.265 \u003d 0.661 (Ohm)
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Fórmulas de cálculo |
Dimensión |
Resbalón S |
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63.61h CS 0.5 |
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K R = 1 + (r C / r 2) (k r - 1) |
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R P \u003d r 1 + c 1 P r 2 / s |
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X P \u003d x 1 + c 1P x 2 |
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Yo 2 \u003d U 1 / (R P 2 + X P 2) 0.5 |
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Yo 1 \u003d Yo 2 (R P 2 + + (X P + x 12 P) 2) 0.5 / (c 1 P x 12 P) |
Tabla 2 . Cálculo de corrientes en el modo de arranque de un motor asíncrono con rotor en jaula de ardilla, teniendo en cuenta la influencia del efecto de desplazamiento de corriente
P2NOM = 15 kW; U1 = 220/380 V; 2p=2; I1NOM = 28,5 A;
r2 = 0,170 ohmios; x12P = 80,19 ohmios; s1P = 1,013; SNOM = 0,034
XP \u003d x1 + s1Px2 \u003d 0.731 + 1.0130.762 \u003d 1.5 (Ohm)
I2 \u003d U1 / (RP2 + HP2) 0.5 \u003d 220 / (0.6612 + 1.52) 0.5 \u003d 137.9 (A)
I1 \u003d I2 (RP2 + (XP + x12P) 2) 0.5 / (s1Px12P) \u003d
=137,9(0,6612+(1,5+80,19)2)0,5/(1,01380,19)= 140,8(A)
Cálculo lanzadores características Con teniendo en cuenta influencia efecto desplazamiento actual Y saturación de campos dispersión
Cálculo realizamos para los puntos de las características correspondientes a S=1; 0,8; 0,5;
0,2; 0.1, mientras se utilizan los valores de corrientes y resistencias para los mismos deslizamientos, teniendo en cuenta la influencia del desplazamiento de corriente.
Los datos de cálculo se resumen en la Tabla. 3. Se proporciona un cálculo detallado para S=1.
1. Resistencia inductiva de los devanados. Aceptamos k US \u003d 1.35:
El MMF promedio del devanado, referido a una ranura del devanado del estator:
F P. SR. = = = 3916.4 (A)
CN = = 1.043
Inducción de flujo de fuga ficticia en el entrehierro:
B F \u003d (F P. SR. / (1.6С N)) 10 -6 \u003d (3916.410 -6) / (1.60.810 -3 1.043) \u003d 5.27 (T)
para B Ф = 5.27 (T) encontramos k = 0.47
El coeficiente de conductividad magnética de la ranura de fuga del devanado del estator, teniendo en cuenta el efecto de saturación:
sE1 \u003d (t1 - bSh1) (1 - k) \u003d (14 - 4) (1 - 0,47) \u003d 6,36
P1 EE. UU. =((hSh1 +0.58hK)/bSh1)(sE1/(sE1+1.5bSh1))
hK \u003d (b1 - bSh1) / 2 \u003d (10.5 - 4) / 2 \u003d 3.25 (153)
P1 EE. UU. =
P1 EE. UU. = P1 - P1 EE.UU. = 1,4 - 0,37 = 1,03
El coeficiente de conductividad magnética de la dispersión diferencial del devanado del estator, teniendo en cuenta el efecto de saturación:
D1 EE. UU. \u003d D1k \u003d 1.430.47 \u003d 0.672
La reactancia inductiva de la fase del devanado del estator, teniendo en cuenta el efecto de la saturación:
x1 EE. UU. \u003d (x11 EE. UU.) / 1 \u003d \u003d 0.607 (Ohm)
El coeficiente de conductividad magnética de la ranura de fuga del devanado del rotor, teniendo en cuenta la influencia de la saturación y el desplazamiento de corriente:
P2. A NOSOTROS. = (hSh2/bSh2)/(cE2/(sE2+bSh2))
cE2 \u003d (t2 - bSh2) (1 - k) \u003d (16,8 - 1,5) (1 - 0,47) \u003d 10,6
hSH2 = hSH + hSH = 1+0,7 = 1,7 (mm)
P2. A NOSOTROS. =
P2. A NOSOTROS. = P2 - P2. A NOSOTROS. = 2,95 - 0,99 = 1,96
El coeficiente de conductividad magnética de la dispersión diferencial del rotor, teniendo en cuenta el efecto de saturación:
D 2. A NOSOTROS. \u003d D2k \u003d 1.50.47 \u003d 0.705
La reactancia inductiva reducida de la fase del devanado del rotor, teniendo en cuenta la influencia del efecto del desplazamiento y la saturación de la corriente:
x2 EE. UU. \u003d (x22 EE. UU.) / 2 \u003d \u003d 0.529 (Ohm)
s1 p. A NOSOTROS. \u003d 1+ (x1 EE. UU. / x12 P) \u003d 1 + (0.85 / 80.19) \u003d 1.011
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Fórmulas de cálculo |
Dimensión |
Resbalón S |
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BF \u003d (FP.SR.10-6) / (1.6CN) |
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сЭ1 = (t1 - bØ1)(1 - k) |
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P1 EE. UU. = P1 - P1 EE.UU. |
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|
D1 EE. UU. = a D1 |
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x1 EE. UU. = x11 EE.UU. / 1 |
|||||||||
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c1P. A NOSOTROS. = 1+x1 EE.UU. / h12p |
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сЭ2 = (t2 - bØ2)(1 - k) |
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P2 EE. UU. = P2 - P2 EE.UU. |
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D2 EE. UU. = a D2 |
|||||||||
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x2 EE.UU. = x22 EE.UU. /2 |
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RP. A NOSOTROS. = r1+c1P. A NOSOTROS. r2/s |
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XP.US=x1US.+s1P.US.x2US |
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I2US=U1/(RP.US2+HP.US2)0.5 |
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I1 US \u003d I2 US (RP. US2 + (HP. US + x12P) 2) 0.5 / (c1P. USx12P) |
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kUS. = I1 EE.UU. /I1 |
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I1 = I1 EE.UU. /I1 NOMBRE |
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M \u003d (I2NAS / I2NOM) 2KR (sHOM / s) |
Tabla 3. Cálculo de las características de arranque de un motor asíncrono con rotor en jaula de ardilla, teniendo en cuenta el efecto del desplazamiento de corriente y la saturación de los campos perdidos.
P2NOM = 15 kW; U1 = 220/380 V; 2p=2; I1NOM = 28,06 A;
I2NOM = 27,9 A; x1 = 0,731 ohmios; x2 = 0,778 ohmios; r1 = 0,308 ohmios;
r2 = 0,170 ohmios; x12P = 80,19 ohmios; CN = 1,043; SNOM = 0,034
2. Cálculo de corrientes y momentos
RP. A NOSOTROS. = r1+c1P. A NOSOTROS. r2/s = 0,393+1,0110,265 = 0,661 (Ω) (165)
XP.EE.UU.=x1EE.UU.+s1P.EE.UU.x2EE.UU. = 1,385 (ohmios) (166)
I2NAS.=U1/(RP.NAS2+CP.NAS2)0.5= 220/(0.6612+1.3852)0.5= 187.6 (A)
I1 EE.UU. = I2US.= = 190.8 (A) (168)
PI = = 6.8
M===1.75
kUS. = I1 EE.UU. /I1 = 190,8 / 140,8 = 1,355
kUS. difiere del kNAS aceptado. = 1,35 en menos del 3%.
Para calcular otros puntos de la característica, establecemos kHAC. , reducido en función de la corriente I1 . Aceptamos en:
s = 0,8 kUS. = 1,3
s = 0,5 kUS. = 1,2
s = 0,2 kUS. = 1,1
s = 0,1 kUS. = 1,05
Los datos de cálculo se resumen en la Tabla. 3, y las características iniciales se muestran en la fig. 3 .
3. El deslizamiento crítico se determina después de calcular todos los puntos de las características iniciales (Tabla 3) utilizando los valores promedio de resistencia x1 NAS. y x2 EE.UU. correspondiente a deslizamientos s = 0.2 0.1:
sCR = r2 / (x1 NAS. /c1P NAS. +x2 NAS) = 0.265 / (1.085 / 1.0135 + 1.225) \u003d 0.12
El motor asíncrono diseñado cumple los requisitos de GOST tanto en términos de indicadores de energía (y cos) como de características de arranque.
Cálculo térmico
1. Exceder la temperatura de la superficie interna del núcleo del estator sobre la temperatura del aire dentro del motor:
pov1 =
RE. P1 - pérdidas eléctricas en la parte de la ranura del devanado del estator
RE. P1= kPE1= = 221,5 (W)
PE1 = 1026 W (de la Tabla 1 en s = sNOM)
k = 1,07 (para devanados con clase de aislamiento F)
K = 0,22 (según tabla 8.33)
1 - coeficiente de transferencia de calor desde la superficie; 1 \u003d 152 (W / m 2 C)
pov1 =
2. Diferencia de temperatura en el aislamiento de la ranura del devanado del estator:
de. n1 =
P P1 \u003d 2h PC + b 1 + b 2 \u003d 220.45 + 8.66 + 11.75 \u003d 66.2 (mm) \u003d 0.0662 (m)
EKV - conductividad térmica promedio equivalente del aislamiento de la ranura, para resistencia al calor clase F EKV = 0,16 W / (mS)
EKV: el valor promedio del coeficiente de conductividad térmica, según la fig. 8.72 a las
d / d IZ \u003d 1.32 / 1.405 \u003d 0.94 EQ \u003d 1.3 W / (m 2 C)
de. n1 = = 3,87 (C)
3. Diferencia de temperatura en el espesor del aislamiento de las partes frontales:
de. l1=
RE. L1 - el. pérdidas en la parte frontal del devanado del estator
RE. L1 \u003d kPE1 \u003d \u003d 876 (W)
PL1 = PP1 = 0,0662 (m)
negocio. L1 MÁX. \u003d 0.05
de. l1 = = 1,02 (C)
4. Exceder la temperatura de la superficie exterior de las partes frontales sobre la temperatura del aire dentro del motor:
punto de vista l1 = = 16,19 (C)
5. Aumento de temperatura promedio del devanado del estator sobre la temperatura del aire dentro del motor
1 = =
== 24,7 (C)
6. Exceder la temperatura del aire dentro del motor por encima de la temperatura ambiente
B =
P B - la suma de las pérdidas descargadas en el aire dentro del motor:
P B \u003d P - (1 - K) (P E. P1 + P ST. BÁSICO) - 0.9P MEX
P - la suma de todas las pérdidas en el motor en modo nominal:
P \u003d P + (k - 1) (PE1 + PE2) \u003d 2255 + (1.07 - 1) (1026 + 550) \u003d 2365 (W)
PB \u003d 2365 - (1 - 0.22) (221.5 + 242.9) - 0.9492.6 \u003d 1559 (W)
SCOR - superficie de refrigeración equivalente de la carcasa:
PUNTUACIÓN \u003d (Da + 8PR) (+ 2OUT1)
PR: perímetro condicional de la sección transversal de las nervaduras de la carcasa del motor, para h \u003d 160 mm PR \u003d 0.32.
B - el valor medio del coeficiente de calentamiento del aire, según la fig. 8.70b
B = 20 W/m2S.
RESULTADO = (3.140.272+80.32)(0.091+282.0210-3) = 0.96 (m2)
B \u003d 1559 / (0.9620) \u003d 73.6 (C)
7. Aumento de temperatura promedio del devanado del estator sobre la temperatura ambiente:
1 \u003d 1 + B \u003d 24.7 + 73.6 \u003d 98.3 (C)
8. Verifique las condiciones de enfriamiento del motor:
Flujo de aire necesario para la refrigeración
B =
km == 9.43
Para motores con 2р=2 m= 3,3
B = = 0,27 (m3/s)
Flujo de aire proporcionado por un ventilador exterior
B = = 0,36 (m3/s)
El calentamiento de las piezas del motor está dentro de los límites aceptables.
El ventilador proporciona el flujo de aire necesario.
Conclusión
El motor diseñado cumple con los requisitos establecidos en las especificaciones técnicas.
Lista de literatura usada
1. P.I. Kopylov "Diseño de máquinas eléctricas" M .: "Energoatomizdat", 1993 parte 1,2.
2. P.I. Kopylov "Diseño de máquinas eléctricas" M .: "Energía", 1980
3. IA Voldek “Máquinas eléctricas” L.: “Energía”, 1978
Alojado en Allbest.ru
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documento final, agregado el 15/12/2011
Cálculo de los parámetros del devanado estatórico y del rotor de un motor asíncrono con rotor en jaula de ardilla. Cálculo de las características mecánicas de un motor asíncrono en el modo motor según la fórmula aproximada de M. Kloss y en el modo de frenado dinámico.
documento final, agregado el 23/11/2010
Devanado del estator con ranuras trapezoidales semicerradas. Dimensiones del anillo de cortocircuito, ranuras cerradas ovaladas y circuito magnético. Resistencia del devanado del circuito equivalente del motor convertido. Cálculo de los parámetros del modo nominal de funcionamiento.
documento final, agregado el 23/02/2014
Dimensiones, configuración, material del circuito magnético de un motor asíncrono trifásico con rotor en jaula de ardilla. Devanado del estator con ranuras trapezoidales semicerradas. Cálculos térmicos y de ventilación, cálculo de masa y momento de inercia dinámico.
trabajo final, agregado el 22/03/2018
Determinación de las cargas electromagnéticas admisibles y selección de las principales dimensiones del motor. Cálculo de corriente sin carga, parámetros de devanado y zona de dientes del estator. Cálculo del circuito magnético. Determinación de parámetros y características para barbotinas pequeñas y grandes.
documento final, agregado el 11/12/2015
Modo de freno electromagnético de un motor asíncrono con rotor de jaula de ardilla (oposición): características mecánicas del modo de frenado dinámico, el principio de funcionamiento del circuito de frenado IM: el procedimiento para su funcionamiento y la designación de controles.
trabajo de laboratorio, añadido el 01/12/2011
Cálculo electromagnético de un motor eléctrico asíncrono trifásico con rotor en jaula de ardilla. Selección de las dimensiones principales, determinación del número de ranuras del estator y la sección del cable de bobinado. Cálculo de las dimensiones de la zona dentada del estator, rotor, corriente de magnetización.
¡Queridos lectores! ¡El equipo de la biblioteca os desea una Feliz Navidad y un Próspero Año Nuevo! ¡Les deseamos sinceramente felicidad, amor, salud, éxito y alegría para ustedes y sus familias!
Que el próximo año les traiga bienestar, comprensión mutua, armonía y buen humor.
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Prueba de acceso a EBS Ibooks.ru
Detalles Publicado el 03.12.2019¡Queridos lectores! Hasta el 31/12/2019, nuestra universidad ha recibido acceso de prueba a ELS Ibooks.ru, donde puede leer cualquier libro en modo de lectura de texto completo. El acceso es posible desde todos los ordenadores de la red universitaria. Es necesario registrarse para el acceso remoto.
"Genrikh Osipovich Graftio - al 150 aniversario de su nacimiento"
Detalles Publicado el 02.12.2019¡Queridos lectores! La sección "Exposiciones virtuales" contiene una nueva exposición virtual "Heinrich Osipovich Graftio". 2019 marca el 150 aniversario del nacimiento de Genrikh Osipovich, uno de los fundadores de la industria hidroeléctrica en nuestro país. Genrikh Osipovich, científico enciclopedista, ingeniero talentoso y destacado organizador, hizo una gran contribución al desarrollo de la industria energética nacional.
La exposición fue preparada por el personal del Departamento de Literatura Científica de la Biblioteca. La exposición presenta las obras de Genrikh Osipovich del Fondo de Historia LETI y publicaciones sobre él.
Puedes ver la exposición
Prueba de acceso al sistema de biblioteca electrónica IPRbooks
Detalles Publicado el 11/11/2019¡Queridos lectores! Desde el 08/11/2019 hasta el 31/12/2019, nuestra universidad recibió acceso de prueba gratuito a la base de datos de texto completo en ruso más grande: Electronic Library System IPR BOOKS. ELS IPR BOOKS contiene más de 130 000 publicaciones, de las cuales más de 50 000 son publicaciones educativas y científicas únicas. En la plataforma, tiene acceso a libros actualizados que no se pueden encontrar en el dominio público en Internet.
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0PROYECTO DEL CURSO
en la disciplina "Máquinas Eléctricas"
DISEÑO DE MOTOR ASINCRONICO CON ROTOR SQUIRT-CLOSE
Nota explicativa
anotación
La nota explicativa del proyecto de curso en la disciplina "Electromecánica" presenta el cálculo electromagnético, térmico y de ventilación de un motor asíncrono trifásico de seis polos con rotor en jaula de ardilla con una potencia neta de 2,2 kW para una tensión de red de 220 /380 V.
El cálculo del motor asíncrono se realizó de forma manual y utilizando una computadora. Como resultado del diseño del motor se obtuvo una variante de diseño que cumple con los requisitos de los términos de referencia.
Para el motor asíncrono diseñado se realizó un cálculo mecánico del eje y se seleccionaron rodamientos. Se determinan las dimensiones de los elementos estructurales del motor.
La nota explicativa contiene 63 hojas de texto mecanografiado, incluidas 4 figuras, 2 tablas y una lista de referencias de 3 títulos.
Introducción……………………………………………………………….…………....5
1 Elección de las dimensiones principales………………………………………………………………………………………………………………………… ………………………………………………………………………………………………………………………………………………… ……………………………………….
2 Determinación de los parámetros del estator, cálculo del devanado y dimensiones de la zona del diente del estator ……………………………………………………………………………..…. 9
3 Selección de entrehierro………………………………………………………….17
4 Cálculo de un rotor en jaula de ardilla……………….....…………………………..18
5 Cálculo del circuito magnético……………………………….…………………………...22
6 Parámetros del modo de funcionamiento………………………………………………..27
7 Cálculo de pérdidas de potencia en modo inactivo….…..……………………...34
8 Cálculo del rendimiento………………………………………….…..…38
9 Cálculo de las características de arranque………………………………………………...45
10 Cálculo térmico y de ventilación…………………………………………..…..55
11 Diseño del motor……………………………………………………..60
Conclusión……………………………………………….……………………………….62
Lista de fuentes utilizadas...………………………………………………63
Introducción
Los motores asíncronos son los motores principales en los accionamientos eléctricos de casi todas las empresas industriales. En la URSS, la producción de motores asíncronos superó los 10 millones de unidades por año. Los motores más comunes para tensión nominal hasta 660 V, cuya potencia total instalada es de unos 200 millones de kW.
Los motores de la serie 4A se produjeron en grandes cantidades en los años 80 del siglo XX y actualmente están en funcionamiento en casi todas las empresas industriales de Rusia. La serie cubre un rango de potencia de 0,6 a 400 kW y está construida en 17 alturas de eje estándar de 50 a 355 mm. La serie incluye la versión básica de motores, una serie de modificaciones y versiones especializadas. Los motores de diseño básico están diseñados para condiciones de funcionamiento normales y son motores de uso general. Se trata de motores asíncronos trifásicos con rotor en jaula de ardilla, diseñados para una frecuencia de red de 50 Hz. Están diseñados según el grado de protección IP44 en todo el rango de alturas del eje de giro e IP23 en el rango de alturas del eje de giro 160…355 mm.
Las modificaciones y versiones especializadas de motores se construyen sobre la base de la versión principal y tienen las mismas soluciones de diseño fundamentales para los elementos principales. Dichos motores se producen en segmentos separados de la serie para ciertas alturas del eje de rotación, y están destinados a ser utilizados como accionamientos para mecanismos que imponen requisitos específicos al motor o funcionan en condiciones que son diferentes de las normales en términos de temperatura o limpieza. del medio ambiente.
Las modificaciones eléctricas de los motores de la serie 4A incluyen motores con deslizamiento nominal aumentado, par de arranque aumentado, multivelocidad, frecuencia de alimentación de 60 Hz. Las modificaciones de diseño incluyen motores con rotor de fase, con freno electromagnético incorporado, de bajo ruido, con protección de temperatura incorporada.
Según las condiciones ambientales, existen modificaciones de motores de diseño tropical, resistentes a la humedad, resistentes a productos químicos, a prueba de polvo y agrícolas.
Los motores de elevación, controlados por frecuencia, de alta precisión, tienen un diseño especializado.
La mayoría de los motores de la serie 4A tienen un grado de protección IP44 y se fabrican con un diseño relacionado con el grupo IM1, es decir, con eje horizontal, sobre patas, con dos escudos frontales. La carcasa del motor está hecha con nervaduras radiales longitudinales, que aumentan la superficie de enfriamiento y mejoran la eliminación de calor del motor al aire circundante. En el extremo opuesto del eje desde el extremo de trabajo, se monta un ventilador que impulsa el aire de enfriamiento a lo largo de las nervaduras de la carcasa. El ventilador está cerrado por una carcasa con orificios para el paso del aire.
El núcleo magnético de los motores está laminado a partir de láminas de acero eléctrico con un espesor de 0,5 mm, y los motores con h = 50 ... 250 mm están hechos de acero de grado 2013, y los motores con h = 280 ...
En todos los motores de la serie con h< 280 мм и в двигателях с 2p = 10 и 12 всех высот оси вращения обмотка статора выполнена из круглого провода и пазы статора полузакрытые. При h = 280…355 мм, кроме двигателей с 2p = 10 и 12, катушки обмотки статора намотаны прямоугольным проводом, подразделенные и пазы статора полуоткрытые.
El devanado de las palas y los anillos del rotor de jaula de ardilla son de fundición de aluminio. Las paletas de ventilación en los anillos del rotor sirven para mover el aire dentro de la máquina.
Los escudos de cojinetes se sujetan a la carcasa con cuatro o seis pernos.
La caja de bornes se encuentra en la parte superior del bastidor, lo que facilita el trabajo de instalación a la hora de conectar el motor a la red.
1 Elección de las dimensiones principales
Según los requisitos de la hoja de especificaciones técnicas, seleccionamos el motor de la serie 4А100S6У3 de acuerdo con el Apéndice A /1/ como base, clasificación de protección IP54, método de enfriamiento ICO141, diseño IM1001. Potencia del motor 2,2 kW, 2p = 6, f = 60 Hz, U 1n = 230/400 V.
Clasificación básica del motor:
; ; η= 81%; ; altura = 100 mm.
En función de la altura del eje de rotación, seleccionamos el diámetro exterior del núcleo del estator según la tabla 2.1 /1/.
El valor del diámetro de la superficie interior del estator está determinado por el diámetro exterior del núcleo del estator y el coeficiente kd, igual a la relación entre el diámetro interior y el exterior. Valor del coeficiente kd dependiendo del número de polos, seleccionamos de la tabla 2.2 por adelantado kd =0,70 .
Diámetro interior del estator:
donde k d es la relación de los diámetros interior y exterior del núcleo del estator;
D \u003d 0.70 0.168 \u003d 0.118m.
División de polos:
donde p es el número de pares de polos;
Potencia estimada de la máquina:
dónde está la potencia en el eje del motor;
La relación entre el EMF del devanado del estator y el voltaje nominal, aceptamos = 0.948;
eficiencia del motor;
Factor de potencia;
Preaceptamos cargas electromagnéticas:
A \u003d 25 10 3 A / m; Bδ = 0,88 T.
El coeficiente de bobinado es preliminar para un bobinado de una sola capa kob = 0,96.
Factor de forma de campo:
Longitud estimada de la máquina, m:
Inducción magnética en el entrehierro, T;
La relación está dentro de los límites aceptables.
2 Determinación del número de ranuras y tipo de devanado del estator, cálculo del devanado y dimensiones de la zona del diente del estator
La determinación del tamaño de la zona dentada del estator comienza con la elección del número de ranuras Z 1 . El número de ranuras del estator tiene un efecto ambiguo sobre el rendimiento técnico y económico de la máquina. Si se aumenta el número de ranuras del estator, entonces mejoran la forma de la curva EMF y la distribución del campo magnético en el entrehierro. Al mismo tiempo, el ancho de la ranura y el diente disminuye, lo que conduce a una disminución del factor de llenado de la ranura con cobre, y en máquinas de baja potencia puede conducir a una disminución inaceptable de la resistencia mecánica de los dientes. Un aumento en el número de ranuras del estator aumenta la complejidad del trabajo de bobinado, aumentando la complejidad de las matrices y disminuye su durabilidad.
Al elegir el número de ranuras del estator de acuerdo con la Fig.3.1 /1/, determinamos los valores límite de la división de dientes t z 1 max = 0.012 m; t z 1 min \u003d 0,008 m.
Número de ranuras del estator:
donde - el valor mínimo de la división de dientes del estator, m;
El valor máximo de la división de dientes del estator, m;
Del rango de valores resultante, seleccione el número de ranuras del estator
Número de ranuras por polo y fase:
donde m es el número de fases;
La división de dientes del estator es definitiva:
Corriente nominal del devanado del estator:
donde está la tensión nominal del motor, V;
Número de conductores efectivos en una ranura:
Aceptamos el número de ramas paralelas a \u003d 1, luego Up \u003d 48 porque. el devanado es de una sola capa.
Número de vueltas por fase:
Elegimos un devanado concéntrico de una sola capa. El devanado del estator se realiza a granel a partir de un cable de sección transversal redonda.
Coeficiente de distribución:
Relación de bobinado:
k ob1 =k y ∙k pag ; (2.9)
donde k y es el factor de acortamiento del paso del devanado del estator, k y =1;
kob1 =1∙0.966=0.966
El diagrama de devanado se muestra en la Figura 1.
Figura 1 - Esquema de un devanado trifásico monocapa con z 1 =36, m 1 =3, 2p=6, a 1 =1, q 1 =2.
Flujo magnético en el entrehierro de la máquina:
Inducción magnética refinada en el entrehierro:
Anteriormente, para D a \u003d 0.168 m, aceptamos \u003d 182 10 9.
Densidad de corriente en el devanado del estator:
donde es el producto de la carga lineal y la densidad de corriente, ;
Área de sección transversal del conductor efectivo pre:
Aceptamos un cable de bobinado de la marca PETV: d el \u003d 0,95 mm, d de \u003d 1,016 mm, q el \u003d 0,706 mm 2.
Aceptamos de antemano para 2p = 6 B’ z 1 = 1,9 T; B 'a \u003d 1.55 T.
Según la tabla 3.2 /1/ para acero oxidado grado 2013 aceptamos.
Ancho preliminar del diente del estator:
donde está el factor de llenado del paquete con acero;
Valor preliminar de la altura del yugo del estator:
Tomamos las dimensiones de la ranura en el sello b w = 3,0 mm; alto ancho = 0,5 mm; β = 45˚.
Valor preliminar de la altura de la ranura del estator:
Dimensiones de la ranura del estator:
donde es la altura de la ranura, m;
- ancho de ranura, m;
El valor corregido de la altura de la ranura del estator:
Aceptamos = 0,1 mm y = 0,2 mm.
Dimensiones de la ranura en bruto, teniendo en cuenta las tolerancias de montaje:
donde - margen para el ancho de la ranura, m.
donde - margen de altura, mm;
Área de la sección transversal del aislamiento de la ranura:
donde está el espesor del aislamiento, mm;
S sale \u003d 0.25 ∙ 10 -3 ∙ (2 ∙ 1.37 ∙ 10 -2 + 7.8 ∙ 10 -3 + 5.9 ∙ 10 - 3) \u003d 1.032 ∙ 10 -5 m 2.
Área libre del surco, :
El criterio para evaluar los resultados de elegir las dimensiones de la ranura es el valor del factor de relleno del área libre de la ranura con un cable de bobinado:
donde está el valor promedio del diámetro del cable aislado, mm;
El valor obtenido del factor de llenado es aceptable para el tendido mecanizado del devanado.
Valor de ancho de diente corregido:
Ancho medio de los dientes del estator:
Valor calculado del ancho del diente del estator:
Altura estimada del diente del estator:
El valor corregido de la altura del yugo del estator:
3 Selección de entrehierro
Para motores con una potencia inferior a 20 kW, el tamaño del entrehierro se obtiene mediante la fórmula 3.1.
Redondeemos los valores hasta 0,05 mm δ=0,35 mm.
4 Cálculo de un rotor de jaula de ardilla
Para 2p = 6 y Z 1 = 36 elegimos el número de ranuras del rotor Z 2 = 28.
Diámetro exterior del rotor:
D 2 \u003d 0.118 - 2 ∙ 0.35 ∙ 10 -3 \u003d 0.1173 m.
División de dientes del rotor:
Para 2p = 6 y h = 100 mm, tomamos K B = 0,23.
Porque tenemos 2.2 kw< 100 кВт, то сердечник ротора непосредственно насаивают на вал без промежуточной втулки. Применим горячую посадку сердечника на гладкий вал без шпонки.
Con este diseño del rotor, el diámetro interior del circuito magnético es igual al diámetro del eje, m:
Diámetro interior del rotor:
d en \u003d 0.23 0.168 \u003d 0.0386 m.
Factor de reducción actual:
donde está la relación de bisel de las ranuras;
Valor de bisel: b sk \u003d t 1 \u003d 0.01.
El bisel de las ranuras en las fracciones de la división de dientes del rotor:
El ángulo central del bisel de las ranuras:
Relación de bisel:
Valor preliminar de corriente en el devanado del rotor:
Se supone que la densidad de corriente en las varillas del devanado del rotor es J 2 = 3.05∙10 6 A/m 2 .
Área de la sección transversal de la varilla:
q c \u003d 255.12 / 3.05 10 6 \u003d 8.36 10 -5 m 2.
Para el rotor, elija ranuras medio cerradas.
Dimensiones de la ranura en el sello: aceptar b w = 1 mm; h w2 = 0,5 mm.
Para 2p = 6; Bz2 = 1,8 T
Dimensiones de la ranura del rotor:
donde es la altura de la ranura, m;
Altura del puente sobre la ranura, m;
Aceptar b 21 = 5,8∙10 -3m, b 22 = 1,6∙10 -3m;
Sección rastrojo refinado:
Altura de ranura, mm:
Especificamos el ancho de los dientes del rotor:
Ancho estimado del diente:
Corriente de anillo de jaula de ardilla:
Área de la sección transversal del anillo:
Altura promedio del anillo:
Ancho del anillo de cortocircuito:
Diámetro promedio del anillo:
5 Cálculo del circuito magnético
El cálculo del circuito magnético de un motor de inducción se lleva a cabo para el modo de operación nominal para determinar la fuerza de magnetización total necesaria para crear un flujo magnético de trabajo en el entrehierro.
El circuito magnético de la máquina se divide en cinco secciones características: el entrehierro, los dientes del estator y del rotor, el yugo del estator y del rotor. Se cree que dentro de cada una de las secciones, la inducción magnética tiene una dirección más característica. Para cada sección del circuito magnético, se determina la inducción magnética, cuyo valor determina la intensidad del campo magnético. Según el valor de la intensidad del campo magnético en las secciones del circuito magnético y la longitud de la línea de fuerza del campo correspondiente a la sección, se determina la fuerza de magnetización. La fuerza de magnetización requerida se determina como la suma de las fuerzas de magnetización de todas las secciones del circuito magnético. El circuito magnético de la máquina se considera simétrico, por lo que el cálculo de la fuerza de magnetización se realiza para un par de polos.
Coeficiente teniendo en cuenta el aumento de la resistencia magnética del entrehierro debido a la estructura de engranajes de la superficie del estator:
Coeficiente teniendo en cuenta el aumento de la resistencia magnética del entrehierro debido a la estructura de engranajes del rotor:
Factor de entrehierro resultante:
Voltaje magnético del entrehierro:
Inducción estimada en dientes de estator:
Inducción estimada en los dientes del rotor:
Elegimos el grado de acero - 2013. Para 1,88 T tomamos H z1 \u003d 1970 A / m, para 1,79 T tomamos H z2 \u003d 1480 A / m.
Tensión magnética de las zonas de los dientes:
Factor de saturación de la zona del diente:
El valor obtenido del coeficiente de saturación de la zona del diente está dentro de límites aceptables.
Inducción en el yugo del estator:
Altura del yugo del rotor:
Porque 2p=6, entonces la altura calculada del yugo del rotor h’ a 2 = Ja 2 .
Para 1 \u003d 1.56 T, tomamos H a 1 \u003d 654 A / m; para 2 \u003d 1.06 T tomamos H a 2 \u003d 206 A / m.
La longitud de la línea de campo magnético en el yugo del estator y el rotor:
Voltaje magnético del yugo del estator:
donde es la intensidad de campo en el yugo del estator, A/m;
Tensión magnética por par de polos:
Factor de saturación del circuito magnético:
Corriente de magnetización:
Valor relativo de la corriente de magnetización:
Reactancia inductiva principal:
Dónde mi= k e unf\u003d 0,948 ∙ 230 \u003d 218,04 V;
Reactancia inductiva principal en unidades relativas:
6 Parámetros del modo de funcionamiento
6.1 Resistencias activas de los devanados del rotor y del estator
Anchura media de la bobina del estator:
donde está el acortamiento del paso del devanado del estator;
Para un devanado aleatorio colocado en las ranuras antes de presionar el núcleo en la carcasa, tomamos B= 0,01 metros.
Para 2p = 6 aceptamos,
Salida de la parte frontal del devanado del estator:
La longitud de la parte frontal del devanado del estator:
Longitud media del devanado del estator:
Para el devanado del estator hecho de conductores de cobre y la temperatura de diseño, tomamos
Resistencia activa del devanado del estator:
donde es la resistencia específica del material del devanado a la temperatura de diseño, ;
Para un rotor de jaula de ardilla hecho de aluminio y la temperatura de diseño, tomamos
Resistencia activa de la varilla de bobinado del rotor:
Dónde k r- coeficiente de aumento de la resistencia activa de la varilla debido al desplazamiento de corriente, aceptamos k r=1 ;
l.c.T= el 2- longitud de la varilla;
Resistencia de la sección del anillo de cierre encerrado entre dos varillas adyacentes:
Resistencia de fase del rotor:
La resistencia activa de la fase del devanado de aluminio del rotor, reducida al número de vueltas del devanado del estator:
donde es el coeficiente de reducción de la resistencia del devanado del rotor al devanado del estator;
6.2 Reactancias de dispersión de un motor de inducción
Paso de devanado relativo β=1, kβ = k'β = 1.
Coeficiente de conductividad magnética de fuga de ranura de devanados de estator:
Coeficiente de dispersión frontal:
Para la configuración de ranura del estator seleccionada:
donde es el bisel de las ranuras, expresado en fracciones de la división del diente del rotor, βsc = 0,76;
ksk- coeficiente dependiendo de t 2 / t 1 Y β sc, aceptar ksk = 1,85;
Inductancia de fase del devanado del estator:
Coeficiente de conductividad magnética específica de fuga de ranura de un rotor de jaula de ardilla:
donde está el coeficiente de conductividad;
h'sh2= 0;
El coeficiente de conductividad magnética específica de la dispersión frontal del devanado del rotor en cortocircuito:
Coeficiente de conductividad magnética específica de dispersión diferencial del devanado del rotor en jaula de ardilla:
Inductancia de fuga del devanado del rotor:
Inductancia de fuga del devanado del rotor, reducida al número de vueltas del estator:
Resistencia básica:
Parámetros de un motor asíncrono en unidades relativas:
Coeficiente para tener en cuenta la influencia del bisel de las ranuras:
Inductancia de fuga de la máquina considerando las ranuras biseladas:
Valor del coeficiente corregido k e:
Diferencia entre k e Y k’ mi, (k e - k’ mi )%=((0,948-0,938)/0,948)∙100%=1,1 %.
7 Cálculo de pérdidas de potencia en reposo
Peso del acero de los dientes del estator:
Peso del acero del yugo del estator:
Para acero 2013 aceptamos.
Para máquinas con una potencia inferior a 250 kW, aceptan.
Las principales pérdidas en la parte posterior del estator:
donde - pérdidas específicas en acero, W / kg;
Las principales pérdidas en los dientes del estator:
Las principales pérdidas en el acero del estator:
Aceptamos k 01 \u003d 1.6, k 02 \u003d 1.6.
La amplitud de la pulsación de inducción en el espacio de aire sobre las coronas de los dientes:
Pérdidas superficiales en el estator:
k01- coeficiente que tiene en cuenta el efecto del tratamiento superficial de las cabezas de los dientes del estator sobre las pérdidas específicas;
Pérdidas superficiales en el rotor:
k02- coeficiente que tiene en cuenta el efecto del tratamiento superficial de las cabezas de los dientes del rotor sobre las pérdidas específicas;
Peso del acero de los dientes del rotor:
La amplitud de las pulsaciones de los valores medios de la inducción magnética en los dientes:
Pérdidas de potencia de ondulación en los dientes del estator:
Pérdidas por ondulación en los dientes del rotor:
Pérdidas adicionales generales en acero:
Pérdida de potencia total en acero:
Pérdidas mecánicas:
Dónde kpelo- coeficiente de fricción, para motores con 2p=6
Pérdidas eléctricas en el devanado del estator al ralentí:
El componente activo de la corriente sin carga del motor:
Corriente sin carga:
Factor de potencia en reposo:
8 Cálculo de rendimiento
El cálculo del rendimiento se realiza de acuerdo con el circuito equivalente de un motor asíncrono, que se muestra en la Figura 2.
Figura 2 - Circuito equivalente de un motor asíncrono
Factor de disipación del estator:
Valores estimados de los parámetros del circuito equivalente:
Las resistencias de cortocircuito son:
Pérdidas adicionales:
Potencia mecánica en el eje del motor:
Resistencias de circuito equivalente:
La impedancia del circuito de trabajo del circuito equivalente:
Deslizamiento nominal:
Velocidad nominal del rotor:
Componentes activos y reactivos de la corriente del estator con síncrono.
rotación del rotor:
Corriente nominal del rotor:
Componentes activos y reactivos de la corriente del estator:
Corriente del estator de fase:
Factor de potencia:
Pérdidas de potencia en los devanados del estator y del rotor:
Pérdida total de potencia en el motor:
El consumo de energía:
Eficiencia:
Calculamos las características de rendimiento para la potencia: 0.25∙R 2n; 0,5∙R 2n; 0,75∙R 2n 0,9∙R 2n; 1.0∙P 2n; 1.25∙R 2n. Los resultados del cálculo se resumen en la Tabla 1.
Tabla 1 - Rendimiento del motor
|
Valores estimados |
Fuerza R 2, Mar. |
|||||||
|
R ext, Mar. |
||||||||
|
R’ 2 ,Mar. |
||||||||
|
Rnorte,Ohm. |
||||||||
|
Znorte,Ohm. |
||||||||
|
snorte, UNED. |
||||||||
|
Yo 2'', A. |
||||||||
|
yo 1a, A. |
||||||||
|
Tabla 1 continuación |
||||||||
|
yo 1p, A. |
||||||||
|
yo 1, A. |
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|
suma R, Mar. |
||||||||
|
R 1, Mar. |
||||||||
|
η , UNED. |
||||||||
|
norte, rpm |
||||||||
Figura 3 - Características de desempeño del motor diseñado
9 Cálculo de las características iniciales
La altura de la varilla en la ranura del rotor:
Altura de varilla reducida:
Para aceptar, .
Profundidad de penetración de la corriente en la varilla:
El ancho de la ranura del rotor a la profundidad calculada de penetración de corriente en la varilla:
El área de la sección transversal de la varilla a la profundidad de penetración actual calculada:
Coeficiente estimado de aumento de la resistencia de la varilla:
El coeficiente de aumento en la resistencia activa de la fase del devanado del rotor como resultado del efecto de desplazamiento de corriente:
La resistencia del rotor reducida, teniendo en cuenta la influencia del efecto de desplazamiento actual:
Disminución de la conductividad magnética de la fuga de la ranura:
El coeficiente de cambio en la resistencia inductiva de la fase del devanado del rotor del efecto del efecto de desplazamiento actual:
El valor de la resistencia de fuga inductiva del devanado del rotor, reducido al devanado del estator, teniendo en cuenta el efecto del desplazamiento de corriente:
Factor de disipación del estator en modo de arranque:
Coeficiente de resistencia del estator:
Parámetros del circuito equivalente en modo de arranque:
Impedancia de arranque:
El valor preliminar de la corriente del rotor en el arranque, teniendo en cuenta el efecto de la saturación:
Dónde kn- coeficiente de saturación, tomar preliminarmente kn=1,6;
Fuerza de magnetización estimada de las ranuras del estator y del rotor:
Apertura de ranura equivalente:
Disminución de la conductancia de fuga de la ranura:
Dónde ∆ bw1= b 12 - bw1= 2,735 mm;
Coeficiente de conductividad magnética de dispersión de ranura:
Coeficiente de conductividad magnética específica de dispersión diferencial:
Resistencia inductiva de fuga estimada del devanado del estator:
Inductancia de fuga estimada del devanado del rotor, reducida al devanado del estator, teniendo en cuenta la saturación y el desplazamiento de corriente:
Resistencia de arranque incluyendo saturación y desplazamiento:
Corriente estimada del rotor al inicio:
Componentes activos y reactivos de la corriente del estator en el arranque:
Corriente del estator al inicio:
Multiplicidad de corriente de arranque:
Par de arranque:
Relación de par de arranque:
Calculamos las características iniciales para el deslizamiento. s= 1; 0,8; 0,6; 0,4; 0,2; 0.1. Los resultados del cálculo se resumen en la Tabla 2.
Tabla 2 - Características de partida estimadas.
|
Estimado magnitud |
Deslizar |
||||||
|
φ ’ |
|||||||
|
hora,metro. |
|||||||
|
hermano, metro. |
|||||||
|
q r, metro 2. |
|||||||
|
r' 2ξ, Ohm. |
|||||||
|
r” 2ξ, Ohm. |
|||||||
|
Z nξ, Ohm. |
|||||||
|
yo” 2n, A. |
|||||||
|
yo” 2nnorte, A. |
|||||||
|
f norte, H. |
|||||||
|
∆ bsh2, milímetro. |
|||||||
|
∆λ n1 |
|||||||
|
∆λ n2 |
|||||||
|
λ n1.norte |
|||||||
|
Continuación de la tabla 2 |
|||||||
|
λ norte2ξ.n |
|||||||
|
λ d1.norte |
|||||||
|
λ d 2 . norte |
|||||||
|
x” 1norte, Ohm. |
|||||||
|
X"2ξн, Ohm. |
|||||||
|
R norte, Ohm. |
|||||||
|
Xnorte, Ohm. |
|||||||
|
Z nξ.norte, Ohm. |
|||||||
|
yo” 2nnorte, A. |
|||||||
|
En.A . , A. |
|||||||
|
En.R . , A. |
|||||||
|
I 1 norte, A. |
|||||||
|
METROnorte, N∙m. |
|||||||
Figura 4 - Características de arranque del motor diseñado
El motor asíncrono diseñado cumple con los requisitos de GOST tanto en términos de indicadores de energía (eficiencia y) como de características de arranque.
10 Cálculo térmico y de ventilación de un motor asíncrono
Para devanados con aislamiento de resistencia al calor clase B, tomamos kp=1.15.
Pérdidas eléctricas en la parte de la ranura del devanado del estator:
donde está el coeficiente de aumento de pérdidas;
Pérdidas eléctricas en la parte frontal del devanado del estator:
Perímetro estimado de la sección transversal de la ranura del estator:
Para aislamiento de resistencia al calor clase B, aceptamos. aceptar.
Diferencia de temperatura en el aislamiento de la parte ranurada del devanado del estator:
donde es la conductividad térmica equivalente promedio del aislamiento de la ranura;
El valor promedio del coeficiente de conductividad térmica del aislamiento interno de la bobina de un devanado suelto hecho de conductores esmaltados, teniendo en cuenta la fuga de los conductores entre sí;
Para 2p = 6 tomamos K = 0,19. Por aceptar.
Exceder la temperatura de la superficie interna del núcleo del estator sobre la temperatura del aire dentro del motor:
Dónde k- coeficiente teniendo en cuenta que parte de las pérdidas en el núcleo del estator y en la parte de la ranura del devanado se transmite a través del marco directamente al medio ambiente;
Coeficiente de transferencia de calor desde la superficie;
Descenso de temperatura en el espesor del aislamiento de las partes frontales:
Dónde bde.l- espesor de aislamiento unilateral de la parte frontal de una bobina;
Exceder la temperatura de la superficie exterior de las partes frontales sobre la temperatura del aire dentro del motor:
El aumento de temperatura promedio del devanado del estator sobre la temperatura del aire dentro del motor:
Para h= 100 mm. aceptar. Por aceptar.
Superficie de refrigeración del chasis equivalente:
donde está el perímetro condicional de la sección transversal de las nervaduras de la carcasa del motor;
La suma de pérdidas en el motor:
La suma de las pérdidas descargadas al aire dentro del motor:
El exceso de la temperatura del aire en el interior del motor sobre la temperatura ambiente:
Valor medio del aumento de temperatura del devanado del estator sobre la temperatura ambiente:
Para motores con y h=100 mm. aceptar.
Coeficiente que tiene en cuenta los cambios en las condiciones de enfriamiento a lo largo de la superficie de la caja soplada por un ventilador externo:
Flujo de aire necesario para la refrigeración:
Flujo de aire proporcionado por un ventilador exterior:
El ventilador proporciona el flujo de aire necesario.
11 Diseño del motor
Simultáneamente con las varillas y los anillos extremos, se moldean las paletas de ventilación, byo= 3mm., norteyo= 9 piezas, yoyo=30 mm., hyo=15 mm..
La cama está hecha de aleación de aluminio con costillas transversales longitudinalmente, bcalle=4 mm.. Dispositivo de salida moldeado en la parte superior.
Altura de la costilla:
Número de nervios por cuarto de la superficie del estator:
El dispositivo de salida de la máquina consta de una caja de terminales cerrada con una placa de terminales aislante ubicada en ella. La caja de terminales está equipada con un dispositivo para sujetar los cables de entrada.
Para el soplado externo de la carcasa se utiliza un ventilador centrífugo radial, ubicado en el extremo del eje en el lado opuesto al accionamiento. El ventilador está cubierto con una carcasa. La carcasa del extremo está equipada con una rejilla para la entrada de aire. El ventilador y la carcasa están hechos de plástico. El ventilador está montado en una llave.
Diámetro exterior del ventilador:
Dónde Dcuerpo = D un+2∙ bcalle\u003d 0,168 + 2 4 10 -3 \u003d 0,176 m. ;
Ancho de la hoja del ventilador:
Número de aspas del ventilador:
Momento transmitido permanentemente:
Según el momento obtenido, seleccionamos las dimensiones del eje: d 1 =24 mm.; yo 1 =50mm.; b 1 = 8mm.; h 1 =7mm.; t= 4,0 mm.; d 2 =25mm.; d 3 = 32mm..
Según el diámetro seleccionado para el cojinete del eje d 2 = 25 mm, Se adopta el rodamiento 180605.
Conclusión
El resultado del cálculo electromagnético realizado es el motor asíncrono diseñado con un rotor de jaula de ardilla que cumple con los requisitos de GOST tanto en términos de indicadores de energía (eficiencia y) como en términos de características de arranque.
El cálculo térmico mostró que el ventilador externo proporciona el flujo de aire necesario para el enfriamiento normal.
A la hora de diseñar se eligió el material de la cama, aleación de aluminio. El marco está hecho con nervaduras longitudinales transversales. Las dimensiones del eje se calculan utilizando el momento transmitido continuamente y se selecciona el rodamiento de bolas 180605.
Datos técnicos del motor de inducción jaula de ardilla diseñado: potencia P2 = 2,2 kW, tensión nominal 230/400 V, número de polos 2 pag = 6 , frecuencia de rotación norte=1148 rpm, eficiencia η = 0,81, Factor de potencia cosφ = 0,74.
Lista de fuentes utilizadas
2 Diseño de máquinas eléctricas: Proc. para universidades / P.I. Kopylov, B. K. Klokov, vicepresidente Morozkin, B. F. Tokarev; ed. IP Kopylov. - 3ra ed., rev. Y extra - M.: Superior. Shk., 2002. - 757p.: il.
3STO 02069024.101-2010. Requisitos generales y reglas para el registro - Orenburg, 2010. - 93 p.
* Esta fuente es la principal, no se hace mayor referencia a la misma.
DIBUJO
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Ministerio de Educación y Ciencia de la Federación Rusa
Agencia Federal para la Educación
UNIVERSIDAD TÉCNICA DEL ESTADO DE IRKUTSK
Departamento de Accionamiento Eléctrico y Transporte Eléctrico
Puedo defender:
Jefe__ Klepikova T.V __
DISEÑO DE MOTOR ASINCRONICO CON ROTOR SQUIRT-CLOSE
NOTA EXPLICATIVA
Al proyecto de curso en la disciplina
"Coches eléctricos"
096.00.00P3
Completado por un alumno del grupo _EAPB 11-1 ________ __ Nguyen Van Vu____
Control de normas ___________ _Profesor asociado del Departamento de EET Klepikova T.V __
irkutsk 2013
Introducción
1. Dimensiones principales
2 Núcleo del estator
Núcleo de 3 rotores
devanado del estator
1 Devanado del estator con ranuras trapezoidales semicerradas
Bobinado de jaula de ardilla
1 Dimensiones de las ranuras cerradas ovaladas
2 Dimensiones del anillo de cortocircuito
Cálculo de circuitos magnéticos
1 MDS para entrehierro
2 MMF para dientes con ranuras de estator semicerradas trapezoidales
3 MMF para dientes de rotor con ranuras de rotor ovaladas cerradas
4 MDS para la parte trasera del estator
5 MDS para la parte trasera del rotor
6 parámetros del circuito magnético
Resistencias de devanado activo e inductivo
1 resistencia del devanado del estator
2 Resistencia de devanado de un rotor de jaula de ardilla con ranuras ovaladas cerradas
3 Resistencia del devanado del circuito equivalente del motor convertido
Inactivo y nominal
1 modo inactivo
2 Cálculo de los parámetros del modo de funcionamiento nominal
Gráfico circular y rendimiento
1 gráfico circular
2 Datos de rendimiento
Momento máximo
Corriente de arranque inicial y par de arranque inicial
1 Resistencias activas e inductivas correspondientes al modo de arranque
2 Corriente de arranque inicial y par
Cálculos térmicos y de ventilación.
1 devanado del estator
2 Cálculo de ventilación del motor con grado de protección IP44 y método de refrigeración IC0141
Conclusión
Lista de fuentes utilizadas
Introducción
Las máquinas eléctricas son los elementos principales de las centrales eléctricas, diversas máquinas, mecanismos, equipos tecnológicos, medios modernos de transporte, comunicaciones, etc. Generan energía eléctrica, realizan una conversión altamente económica en energía mecánica, realizan diversas funciones de conversión y amplificación de diversas señales. en sistemas automáticos de control y gestión.
Las máquinas eléctricas son ampliamente utilizadas en todos los sectores de la economía nacional. Sus ventajas son la alta eficiencia, que alcanza el 95 ÷ 99 % en máquinas eléctricas potentes, el peso y las dimensiones generales relativamente pequeños, así como el uso económico de los materiales. Las máquinas eléctricas se pueden fabricar para varias capacidades (desde fracciones de vatio hasta cientos de megavatios), velocidades y voltajes. Se caracterizan por su alta confiabilidad y durabilidad, facilidad de control y mantenimiento, conveniente suministro y extracción de energía, bajo costo en producción en masa y a gran escala, y son amigables con el medio ambiente.
Las máquinas asíncronas son las máquinas eléctricas más comunes. Se utilizan principalmente como motores eléctricos y son los principales convertidores de energía eléctrica en energía mecánica.
Actualmente, los motores eléctricos asíncronos consumen aproximadamente la mitad de toda la electricidad generada en el mundo y son ampliamente utilizados como accionamiento eléctrico para la gran mayoría de los mecanismos. Esto se debe a la simplicidad de diseño, confiabilidad y alta eficiencia de estas máquinas eléctricas.
En nuestro país, la serie más masiva de máquinas eléctricas es la serie industrial general de máquinas asíncronas 4A. La serie incluye máquinas con potencias desde 0,06 hasta 400 kW y se fabrica en 17 alturas estándar del eje de giro. Para cada una de las alturas de giro se fabrican motores de dos potencias, de diferente longitud. Sobre la base de una sola serie, se producen varias modificaciones de motores que cumplen con los requisitos técnicos de la mayoría de los consumidores.
Sobre la base de una sola serie, se producen varias versiones de motores, diseñados para operar en condiciones especiales.
Cálculo de un motor de inducción con rotor en jaula de ardilla
Tarea técnica
Diseñe un motor asíncrono trifásico con rotor en jaula de ardilla: P=45kW, U= 380/660 V, n=750 rpm; diseño IM 1001; ejecución según el método de protección IP44.
1. Circuito magnético del motor. Dimensiones, configuración, material
1 Dimensiones principales
Aceptamos la altura del eje de giro del motor h=250 mm (Tabla 9-1).
Aceptamos el diámetro exterior del núcleo del estator DH1=450 mm (Tabla 9-2).
Diámetro interior del núcleo del estator (, tabla 9-3):
1= 0,72 DH1-3=0,72ˑ450-3= 321 (1,1)
Aceptamos el coeficiente (, Figura 9-1).
Aceptamos el valor preliminar de la eficiencia (Figura 9-2, a)
Aceptamos el valor preliminar (Figura 9-3, a).
Potencia estimada
(1.2)
Aceptamos una carga lineal preliminar 
A/cm (, Figura 9-4, a y Tabla 9-5).
Aceptamos la inducción preliminar en la brecha. 
(, Figura 9-4, b y Tabla 9-5).
Aceptamos el valor preliminar del factor de devanado (, página 119).
Longitud estimada del núcleo del estator
Aceptamos la longitud constructiva del núcleo del estator.
El valor máximo de la relación entre la longitud del núcleo y su diámetro (, tabla 9-6)
La relación entre la longitud del núcleo y su diámetro.
(1.5)
1.2 Núcleo del estator
Aceptamos el grado de acero - 2013. Aceptamos el espesor de chapa de 0,5 mm. Tomamos la forma de lámina de aislamiento - oxidación.
Aceptamos el factor de llenado del acero kC=0,97.
Aceptamos el número de ranuras por polo y fase (Tabla 9-8).
Número de ranuras del núcleo del estator (1,6)
1.3 Núcleo del rotor
Aceptamos el grado de acero - 2013. Aceptamos el espesor de chapa de 0,5 mm. Tomamos la forma de lámina de aislamiento - oxidación.
Aceptamos el factor de llenado del acero kC=0,97.
Aceptamos el núcleo del rotor sin ranuras biseladas.
Aceptamos el espacio de aire entre el estator y el rotor (Tabla 9-9).
Diámetro exterior del núcleo del rotor
Diámetro interior de las láminas del rotor
Tomamos la longitud del núcleo del rotor igual a la longitud del núcleo del estator,
.
Aceptamos el número de ranuras del núcleo del rotor (Tabla 9-12).
2. Devanado del estator
Aceptamos un devanado de dos capas con un paso más corto, que se coloca en ranuras trapezoidales semicerradas (Tabla 9-4).
Coeficiente de distribución
(2.1)
Dónde 
Aceptamos el paso sinuoso relativo.
Paso sinuoso:
(2.2)
factor de acortamiento
relación de bobinado
Valor preliminar del flujo magnético
Número preliminar de vueltas en el devanado de fase.
Número preliminar de conductores efectivos en una ranura
(2.7)
donde es el número de ramas paralelas del devanado del estator.
Aceptar
El número especificado de vueltas en el devanado de fase.
(2.8)
Valor corregido del flujo magnético
Valor corregido de inducción en el entrehierro
(2.10)
Valor preliminar de la corriente de fase nominal
Desviación de la carga lineal recibida de la previamente aceptada
(2.13)
La desviación no excede el valor permitido del 10%.
Tomamos el valor promedio de la inducción magnética en la parte posterior del estator (Tabla 9-13).
División de dientes según el diámetro interior del estator
(2.14)
2.1 Devanado del estator con ranuras trapezoidales semicerradas
El devanado del estator y la ranura se determinan de acuerdo con la Figura 9.7
Aceptamos el valor promedio de la inducción magnética en los dientes del estator (Tabla 9-14).
Ancho del diente
(2.15)
Altura trasera del estator
Altura de la ranura
Gran ancho de ranura
Ancho de ranura provisional
Ancho de ranura más pequeño
donde está la altura de la ranura (, página 131).
Y en base al requerimiento
Área de la sección transversal de la ranura del troquel
Área libre de ranuras
(2.23)
Dónde 
- tolerancias de montaje de los núcleos del estator y del rotor, respectivamente, en anchura y altura (, página 131).
Área de la sección transversal del aislamiento del casco.
donde es el valor medio del espesor de un lado del aislamiento del casco (, página 131).
Área de la sección transversal de los espaciadores entre las bobinas superior e inferior en la ranura, en la parte inferior de la ranura y debajo de la cuña
Área de la sección transversal de la ranura ocupada por el devanado.
Trabajar
donde es el factor de llenado permisible de la ranura para colocación manual (. página 132).
Aceptamos el número de hilos elementales en efectivo.
Diámetro de un alambre aislado elemental
(2.28)
El diámetro de un cable aislado elemental no debe exceder 1,71 mm para instalación manual y 1,33 mm para instalación a máquina. Esta condición se cumple.
Aceptamos los diámetros de un cable elemental aislado y no aislado (d) (Apéndice 1)
Aceptamos el área de la sección transversal del cable (, Apéndice 1).
Factor de relleno de ranura refinado
(2.29)
El valor del factor de llenado de ranura ajustado satisface las condiciones de apilamiento manual y apilamiento de máquina (con apilamiento de máquina, el límite permitido 
).
Ancho de ranura refinado
Aceptar 
, porque .
(2.31)
Producto de carga lineal y densidad de corriente.
Aceptamos el valor permisible del producto de la carga lineal y la densidad de corriente (Figura 9-8). Donde coeficiente k5=1 (Tabla 9-15).
División media de dientes del estator
Anchura media de la bobina del estator
Longitud promedio de una cabeza de bobina
Longitud media de bobinado
Longitud de voladizo del extremo de bobinado
3. Bobinado en jaula de ardilla
Aceptamos ranuras de rotor de forma ovalada, cerradas.
3.1 Dimensiones de las ranuras cerradas ovaladas
Las ranuras del rotor están determinadas por la fig. 9.10
Aceptamos la altura de la ranura. (, Figura 9-12).
Altura estimada de la parte posterior del rotor
donde es el diámetro de los conductos de ventilación axiales redondos en el núcleo del rotor; no están previstos en el motor diseñado.
Inducción magnética en la parte posterior del rotor.
División de dientes según el diámetro exterior del rotor
(3.3)
Aceptamos la inducción magnética en los dientes del rotor (Tabla 9-18).
Ancho del diente
(3.4)
Radio de ranura más pequeño
Radio de ranura más grande
donde - altura de la ranura (, página 142);
Ancho de la ranura (, página 142);
para una ranura cerrada (, página 142).
Distancia entre centros de radios
Comprobación de la corrección de la definición y en función de la condición.
(3.8)
El área de la sección transversal de la varilla, igual al área de la sección transversal de la ranura en la matriz
3.2 Dimensiones del anillo de cortocircuito
Aceptamos una jaula de yeso.
Los anillos de cortocircuito del rotor se muestran en la fig. 9.13
Sección transversal del anillo
altura del anillo
Longitud del anillo
(3.12)
Diámetro medio del anillo
4. Cálculo del circuito magnético
1 MDS para entrehierro
Coeficiente teniendo en cuenta el aumento de la resistencia magnética del entrehierro debido a la estructura de engranajes del estator
(4.1)
Coeficiente teniendo en cuenta el aumento de la resistencia magnética del entrehierro debido a la estructura de engranajes del rotor
Aceptamos un coeficiente que tiene en cuenta la disminución de la resistencia magnética del entrehierro en presencia de canales radiales en el estator o rotor.
Factor de entrehierro global
MDS para entrehierro
4.2 MMF para dientes con ranuras de estator semicerradas trapezoidales
(, apéndice 8)
Tomamos la longitud media de la trayectoria del flujo magnético.
SMD para dientes
4.3 MMF para dientes de rotor con ranuras de rotor ovaladas cerradas
Como , aceptamos la fuerza del campo magnético 
(Apéndice 8).
SMD para dientes
4.4 MMF para la parte posterior del estator
(, Apéndice 11).
Longitud de trayectoria media del flujo magnético
MDS para la parte posterior del estator
4.5 MMF para la parte trasera del rotor
Aceptamos la fuerza del campo magnético. 
(, apéndice 5)
Longitud de trayectoria media del flujo magnético
MDS para la parte trasera del rotor
4.6 Parámetros del circuito magnético
MMF total del circuito magnético por un polo
Factor de saturación del circuito magnético
(4.13)
Corriente de magnetización
Corriente de magnetización en unidades relativas
(4.15)
fem sin carga
Reactancia inductiva principal
(4.17)
Reactancia inductiva principal en unidades relativas
(4.18)
5. Resistencia activa e inductiva de los devanados.
1 resistencia del devanado del estator
Resistencia activa del devanado de fase a 20 0C
Dónde 
-conductividad eléctrica específica del cobre a 200C (, página 158).
Resistencia activa del devanado de fase a 20 0С en unidades relativas
(5.2)
Comprobación de la corrección de la definición.
Aceptamos las dimensiones de la ranura del estator (, tabla 9-21)
Altura: (6.4)
Coeficientes teniendo en cuenta el acortamiento del paso
Conductividad de dispersión
(5.7)
Acepte el coeficiente de disipación diferencial del estator (Tabla 9-23).
Factor que tiene en cuenta la influencia de la apertura de las ranuras del estator en la conductividad de la dispersión diferencial
Aceptamos un coeficiente que tiene en cuenta la respuesta de amortiguamiento de las corrientes inducidas en el devanado del rotor de jaula de ardilla por los armónicos más altos del campo del estator (tabla 9-22).
(5.9)
División de polos:
(5.10)
Coeficiente de conductancia de disipación de los extremos del devanado
Coeficiente de conductividad de la fuga del devanado del estator
Reactancia inductiva del devanado de fase del estator
Resistencia inductiva del devanado de fase del estator en unidades relativas
(5.14)
Comprobación de la corrección de la definición.
5.2 Resistencia de devanado de un rotor de jaula de ardilla con ranuras ovaladas cerradas
Resistencia activa de la varilla de la jaula a 20 0С
Dónde 
- conductividad eléctrica del aluminio a 20 °C (, página 161).
Coeficiente de reducción de corriente de anillo a corriente de barra
(5.17)
Resistencia de los anillos de cortocircuito, reducida a la corriente de la varilla a 20 0С
devanado de resistencia del circuito magnético
El ángulo central del bisel de las ranuras ask=0 porque no hay bisel.
Relación de bisel de la ranura del rotor
El coeficiente de reducción de la resistencia del devanado del rotor al devanado del estator.
Resistencia activa del devanado del rotor a 20 0C, reducida al devanado del estator
Resistencia activa del devanado del rotor a 20 0C, reducida al devanado del estator en unidades relativas
Corriente de la barra del rotor para el modo de funcionamiento
(5.23)
Factor de conductancia de fuga para ranura de rotor cerrada ovalada
(5.24)
Número de ranuras de rotor por polo y fase
(5.25)
Aceptamos el coeficiente de dispersión diferencial del rotor (Figura 9-17).
Conductividad de dispersión diferencial
(5.26)
Coeficiente de conductancia de dispersión de anillos cortos de jaula fundida
Bisel relativo de las ranuras del rotor, en fracciones de la división de dientes del rotor
(5.28)
Factor de conductancia de fuga de bisel
Resistencia inductiva del devanado del rotor.
Resistencia inductiva del devanado del rotor, reducida al devanado del estator
Resistencia inductiva del devanado del rotor, reducida al devanado del estator, en unidades relativas
(5.32)
Comprobación de la corrección de la definición.
(5.33)
La condición debe cumplirse. Esta condición se cumple.
5.3 Resistencia del devanado del circuito equivalente del motor convertido
Factor de disipación del estator
Coeficiente de resistencia del estator
donde es el coeficiente (, página 72).
Resistencias de devanado convertidas
No es necesario volver a calcular el circuito magnético, ya que y .
6. Ralentí y nominal
1 modo inactivo
Porque 
, en cálculos posteriores aceptaremos .
El componente reactivo de la corriente del estator durante la rotación síncrona.
Pérdidas eléctricas en el devanado del estator durante la rotación síncrona
Peso de acero estimado de los dientes del estator con ranuras trapezoidales
Pérdidas magnéticas en los dientes del estator
Peso de acero posterior del estator
Pérdidas magnéticas en la parte posterior del estator.
Pérdidas magnéticas totales en el núcleo del estator, incluidas pérdidas adicionales en el acero
(6.7)
Pérdidas mecánicas con grado de protección IP44, método de refrigeración IC0141
(6.8)
donde en 2p=8
El componente activo de la corriente x.x.
Corriente sin carga
Factor de potencia en x.x.
6.2 Cálculo de los parámetros del derecho nominal
Resistencia activa de cortocircuito
Cortocircuito de reactancia inductiva
Impedancia de cortocircuito
Pérdidas adicionales a carga nominal
Potencia mecanica del motor
Resistencia de circuito equivalente
(6.17)
Impedancia del circuito equivalente
Comprobación de la corrección de los cálculos y
(6.19)
Deslizar
Componente activo de la corriente del estator durante la rotación síncrona
Corriente de rotor
Componente activo de la corriente del estator
(6.23)
Componente reactivo de la corriente del estator
(6.24)
Corriente del estator de fase
Factor de potencia
Densidad de corriente en el devanado del estator
(6.28)
donde es el factor de devanado para un rotor de jaula de ardilla (, página 171).
Corriente en el rotor de jaula de ardilla
Densidad de corriente en la varilla de un rotor de jaula de ardilla
Corriente de cortocircuito
Pérdidas eléctricas en el devanado del estator.
Pérdidas eléctricas en el devanado del rotor.
Pérdidas totales en el motor eléctrico
Potencia de entrada:
Eficiencia
(6.37)
Entrada de energía: (6.38)
Las potencias de entrada calculadas por las fórmulas (6.36) y (6.38) deben ser iguales entre sí, salvo redondeo. Esta condición se cumple.
Salida de potencia
La potencia de salida debe corresponder a la potencia de salida especificada en los términos de referencia. Esta condición se cumple.
7. Gráfico circular y datos de rendimiento
1 gráfico circular
escala actual
Dónde 
- rango de diámetro del círculo de trabajo (, página 175).
Aceptar 
.
Diámetro del círculo de trabajo
(7.2)
escala de potencia
Longitud del segmento de corriente reactiva
Longitud del segmento actual activo
Barras en el gráfico
(7.7)
(7.8)
7.2 Datos de rendimiento
Calculamos las características de rendimiento en la forma de la tabla 1.
Tabla 1 - Características de desempeño de un motor asíncrono
|
Condiciones convoy |
Potencia entregada en fracciones |
|||||
|
|
|
|||||
|
cos0.080.500.710.800.830.85 |
|
|
|
|
|
|
|
P, W1564.75172520622591.53341.74358.4 |
|
|
|
|
|
|
|
, %13,5486,8891,6492,8893,0892,80 |
|
|
|
|
|
|
8. Par máximo
Parte variable del factor del estator con ranura trapezoidal semicerrada
Componente de conductancia de fuga del estator dependiente de la saturación
Parte variable del factor del rotor con ranuras ovaladas cerradas
(8.3)
Componente de conductancia de fuga del rotor dependiente de la saturación
Corriente del rotor correspondiente al par máximo (9-322)
(8.7)
Impedancia del circuito equivalente al par máximo
La resistencia total del circuito equivalente con un deslizamiento infinitamente grande
Resistencia equivalente del circuito equivalente a par máximo
Multiplicidad de par máximo
Deslizamiento a par máximo
(8.12)
9. Corriente de arranque inicial y par de arranque inicial
1 Resistencias activas e inductivas correspondientes al modo de arranque
Altura de la barra de la jaula del rotor
Altura de barra de rotor reducida
Aceptamos el coeficiente (, Figura 9-23).
Profundidad estimada de penetración de la corriente en la varilla.
El ancho de la varilla a la profundidad calculada de penetración de corriente en la varilla
(9.4)
El área de la sección transversal de la varilla a la profundidad de penetración actual calculada
(9.5)
relación de desplazamiento actual
Resistencia activa de la varilla de la jaula a 20 0C para el modo de arranque
La resistencia activa del devanado del rotor a 20 0C, reducida al devanado del estator, para el modo de arranque
Aceptamos el coeficiente (, Figura 9-23).
Coeficiente de conductividad de fuga de la ranura del rotor en el arranque para una ranura cerrada ovalada
Coeficiente de conductividad de fuga del devanado del rotor en el arranque
Inductancia de fuga del motor en función de la saturación
Inductancia de fuga del motor independiente de la saturación
(9.12)
Resistencia activa de cortocircuito al principio
9.2 Corriente de arranque inicial y par
Corriente del rotor al arrancar el motor
Impedancia equivalente del circuito en el arranque (teniendo en cuenta los efectos del desplazamiento de corriente y la saturación de caminos perdidos)
Reactancia inductiva del circuito equivalente al arranque
Componente activo de la corriente del estator en el arranque
(9.17)
El componente reactivo de la corriente del estator en el arranque.
(9.18)
Corriente del estator de fase al inicio
Multiplicidad de la corriente de arranque inicial
(9.20)
Resistencia activa del rotor en el arranque, reducida al estator, a la temperatura de funcionamiento calculada y circuito equivalente en forma de L
(9.21)
La multiplicidad del par de arranque inicial.
10. Cálculos térmicos y de ventilación
1 devanado del estator
Pérdidas en el devanado del estator a la temperatura máxima admisible
donde es el coeficiente (, página 76).
Superficie de enfriamiento interna condicional de la parte activa del estator.
El flujo de aire que puede proporcionar un ventilador exterior debe exceder el flujo de aire requerido. Esta condición se cumple.
Presión de aire desarrollada por un ventilador exterior
Conclusión
En este proyecto de curso se diseñó un motor eléctrico asíncrono de diseño principal, con altura del eje de giro h = 250 mm, grado de protección IP44, con rotor en jaula de ardilla. Como resultado del cálculo, se obtuvieron los indicadores principales para un motor de una potencia P y cos dados, que satisfacen el valor máximo permitido de GOST.
El motor eléctrico asíncrono diseñado cumple con los requisitos de GOST tanto en términos de indicadores de energía (eficiencia y cosφ) como en términos de características de arranque.
Tipo de motor Potencia, kW Altura del eje de rotación, mm Peso, kg Velocidad, rpm Eficiencia, % Factor de potencia, Momento de inercia,
2. Kravchik A. E. y otros Motor asíncrono serie 4A, manual. - M.: Energoatomizdat, 1982. - 504 p.
3. Diseño de máquinas eléctricas: libro de texto. para electromecánica. y electricidad especialidades de universidades / I. P. Kopylov [y otros]; edición I. P. Kopylova. - Ed. 4º, revisado. y adicional - M.: Superior. escuela, 2011. - 306 p.
Solicitud. Elaboración de una especificación
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Designación |
Nombre |
Nota |
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Documentación |
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1.096.00.000.PZ |
Nota explicativa |
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1.096.00.000.CH |
plano de conjunto |
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devanado del estator |
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bobinado de rotor |
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Núcleo del estator |
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Núcleo de rotor |
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caja de terminales |
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Rym. Tornillo |
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Perno de tierra |
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Admirador |
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Ventilador de cubierta |
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Cojinete |
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