Проектирование двухскоростного двигателя

Содержание Введение

1. Электромагнитный расчёт

1.1 Выбор главных размеров

1.2 Определение числа пазов, числа витков и провода обмотки статора

1.3 Расчёт размеров зубцовой зоны статора и воздушного зазора

1.4 Расчёт ротора

1.5 Расчёт магнитной цепи для 2р=2

1.6 Параметры рабочего режима для 2р=2

1.7 Расчёт потерь для 2р=2

1.8 Расчёт магнитной цепи для 2р=4

1.9 Параметры рабочего режима для 2р=4

1.10 Расчёт потерь для 2р=4

1.11 Расчёт рабочих характеристик для 2р=4

1.12 Расчёт пусковых характеристик для 2р=2 без учёта эффекта вытеснения тока и насыщения

1.13 Расчёт пусковых характеристик для 2р=2 с учётом влияния эффекта вытеснения тока и насыщения

1.14 Расчёт пусковых характеристик для 2р=4 без учёта эффекта вытеснения тока и насыщения

1.15 Расчёт пусковых характеристик для 2р=4 с учётом влияния эффекта вытеснения тока и насыщения

2. Тепловой расчёт

3. Механический расчёт вала

4. Технологический процесс изготовления обмотки статора

4.1 Основные технологические операции

4.2 Стандартизация

5. Шум и вибрация электрических машин

6. Техника безопасности

6.1 Вопросы обеспечения техники безопасности при изготовлении обмотки статора

6.2 Электробезопасность при эксплуатации электродвигателя

6.3 Пожарная безопасность при эксплуатации электродвигателя

7. Экономический расчёт

7.1 Описание конструкции

7.2 Структурно-функциональный анализ асинхронного двигателя

7.3 Определение себестоимости и оптовой цены спроектированного двигателя

7.4 Определение экономической эффективности

7.5 Определение экономического эффекта Заключение Литература Приложение

Введение

Асинхронные двигатели в силу ряда достоинств (относительная дешевизна, высокие энергетические показатели, простота обслуживания) являются наиболее распространёнными среди всех электрических машин. Они — основные двигатели в электроприводах практически всех промышленных предприятий.

Рассматриваемый в данной дипломной работе двигатель — многоскоростной, а именно — двухскоростной. Многоскоростные двигатели обычно выполняются с короткозамкнутым ротором. Асинхронные двигатели с короткозамкнутым ротором проще по устройству и обслуживанию, а так де дешевле и легче в работе, относительно двигателей с фазным ротором.

Многоскоростные двигатели применяются в металлорежущих и деревообрабатывающих станках, в грузовых и пассажирских лифтах, для приводов вентиляторов и насосов, и в ряде других случаев. Область применения таких двигателей очень широка. Проектируемый двигатель используется в деревообрабатывающем производстве в приводах деревообрабатывающих станков. Деревообрабатывающие производства относятся к помещениям II класса по огнестойкости категории В (К категории В относятся производства связанные с обработкой твёрдых сгораемых веществ и материалов, а так же жидкостей с температурой возгорания выше 120єС.), поэтому двигатель имеет закрытое исполнение IP44.

Наиболее часто применяются на практике полюснопереключаемые обмотки соотношением числа полюсов 1:2. Полюснопереключаемая обмотка для скоростей 1:2 выполняется, как правило, в виде двухслойной петлевой обмотки, так как однослойная обмотка даёт менее благоприятные кривые полей.

Каждая фаза обмотки с переключением числа пар полюсов в отношении 1:2 состоит из двух частей, или половин, с одинаковым количеством катушечных групп в каждой части.

Шаг обмотки при 2p1 полюсах, как правило, выбирается равным полюсному делению при 2p2 полюсах.

Удвоенное число полюсов получается при изменении направления тока в одной из двух частей каждой фазы, что делается путём переключения этих частей. Полюсное деление при этом будет равно половине полюсного деления при меньшем числе полюсов.

При переключении многоскоростной обмотки магнитные индукции на отдельных участках магнитной цепи в общем случае изменяются, что необходимо иметь ввиду при проектировании двигателя, чтобы, с одной стороны, добиться по возможности более полного использования материалов двигателя, а с другой стороны — не допустить чрезмерного насыщения цепи.

Масса и стоимость многоскоростных двигателей несколько больше, чем масса и стоимость обычных односкоростных асинхронных двигателей.

1. Электромагнитный расчёт

1.1 Выбор главных размеров Высота оси вращения h=112мм

Da=0,197 м (см. табл. 9.8 «Проектирование электрических машин», под ред. И.П. Копылова) Внутренний диаметр статора:

D=kd*Da=0,55*0,197=0,1084 м, где kd=0,55 (по табл. 9.9)

Полюсное деление ф:

ф=рD/2p=р*0,1084/2*1=0,1703 м Расчётная мощность:

kE=0,97 по рис. 9.20; з=0,86; Cos ц=0,86 по рис. 9.21a

Электромагнитные нагрузки (предварительно) по рис. 9.22а:

А=24*103 А/м; Bд=0,75Тл.

Обмоточный коэффициент для двухслойной обмотки:

;

Расчётная длина магнитопровода:

[Щ=2рf/p=2р*50/1=314,2]; kB=1,11.

Отношение

немного превышает рекомендуемое значение.

1.2 Определение Z1, W и площади поперечного сечения провода обмотки статора Предельное значение tz1 (по рис. 9.26):

tz1max=0,016 м

tz1min=0,013 м Число пазов статора:

Принимаем Z1=24, тогда q1=Z½pm=24/2*1*3=4

Зубцовое деление статора (окончательно):

Число эффективных проводников в пазу (предварительно, при условии а=1):

Принимаем а=2, Uп=2*22=44

Окончательные значения:

число витков в фазе линейная нагрузка магнитный поток для двухслойной обмотки двухскоростного асинхронного двигателя индукция в воздушном зазоре Значения, А и Bд находятся в допустимых пределах (см. рис. 9.22,a).

Плотность тока в обмотке статора (предварительно)

A по п. 14 23,814*103; (AJ1)=140*109 по рис. 9.27,а Площадь поперечного сечения эффективного проводника (предварительно),

Сечение эффективного проводника (окончательно):

принимаем nэл=1, тогда qэл=qэф/nэл=1,306 мм²

принимаем обмоточный провод марки ПЭТВ (см. приложение 3)

dэл=1,32; qэл=1,368; qэф= nэл*qэл=1*1,368=1,368 мм²; dэл.из.=1,405 мм Плотность тока в обмотке статора (окончательно):

1.3 Расчёт размеров зубцовой зоны статора и воздушного зазора Принимаем предварительно по табл. 9.12

Bz1=1,9; Ba=1,55; тогда

kc=0,95 по табл. 9.13 для оксидированной стали марки 2013.

Размеры паза в штампе:

bш1=3,5; hш1=0,545о Размеры паза в свету с учётом припуска на сборку:

площадь поперечного сечения паза для размещения проводников обмотки:

Коэффициент заполнения паза Полученное значение kз допустимо для механизированной укладки.

1.4.Расчёт ротора Воздушный зазор принимаем д=0,5*10−3м (по рекомендации табл. 9.9; Гольдверг «Проектирование электрических машин»)

Число пазов ротора.

Z2=18 по табл. 9.18 со скосом пазов.

Внешний диаметр ротора Длина магнитопровода Зубцовое деление ротора Внутренний диаметр ротора равен диаметру вала, тк сердечник ротора непосредственно насаживается на вал

(по табл 9.19)

Ток в обмотке ротора.

где

пазы выполняются со скосом

bскскос пазов = tZ2

Площадь поперечного сечения стержня (предварительно) Плотность тока J2 принимаем J2=3*106 A/м2

Паз ротора определяем по рис. 9.40a

принимаем bш2=1,5 мм; hш2=0,75 мм; h’ш2=0

— принимаем по табл. 9.12

; - дополнительная ширина зубца Размеры паза Уточняем ширину зубцов ротора

b//2 = р — b2 = р- 6,8 = 7,8 мм

hn2= hш2 + + h1 + = 0,75++ 6,6 + = 15,3 мм

b//Z2 = b/Z2 = 7,8 мм Принимаем b1 = 9,1 мм; b2 = 6,8 мм; h1 = 6,6 мм Площадь поперечного сечения стержня:

qc = = (9,12+6,82) + (9,1+6,8) •6,6 = 103,15 10^-6 м²

Плотность тока в стержне

J2 = I2/qc = 310,26/103,15 •10−6 = 3•106 А/м Плотность тока не изменилась.

Короткозамыкающие кольца. Площадь поперечного сечения кольца.

qкл = = = 350,33 мм²

Iкл = = = 893,35 А

?= 2sin = 2sin = 2sin = 0,3473

Iкл = 0,85 •I2 = 0,85 • 3 •106 = 2,55 •106 А/м2

Размеры короткозамыкающих колец

hкл = 1,25 hn2 = 1,25 • 15,3 = 19,125 мм

bкл = qкл/ hкл = 350,33/19,125 = 18,32 мм

qкл = hкл • bкл = 19,125 •18,32 = 350,37 мм²

Dк.ср = D2 — hкл = 107,4−19,125 = 88,275 мм

1.5 Расчет магнитной цепи для 2р= 2

Магнитопровод из стали 2013; толщина листов 0,5 мм.

Магнитное напряжение воздушного зазора

Fд = = = 724,62 А Кд = Кд1 • Кд2 = 1,168• 1,031 = 1,204

Кд1 = = = 1,168

j1 = = = 4,083

Магнитное напряжение звуковой зоны статора

FZ1 = 2hZ1 • HZ1 = 2 •16,46 •10−3 • 1950 = 68,14 А где hZ1 = hn1 = 16,46 (см. п. 20 расчета)

HZ1 = 1950 А/м Расчетная индукция в зубцах В/Z1 = = = 1,9

Найдем расчетную напряженность методом последовательных приближений по формулам:

В/ZХ = ВZХ+ М0НZX • Knx = ВZХ+ 4р•10−7• НZX• Knx

Knx = = = 1,915

где bnx = = = 10,825 мм

bzx = bz1 = 5,95 мм

1,9 = 1,88+2,41 • 10−6 •1950 = 1,885

Полученная точность расчета удовлетворяет требованиям, поэтому принимаем НZX = 1950А/м.

Магнитное напряжение зубцовой зоны ротора.

FZ2 = 2hz2• НZ2 = 2•14,62 •10−3•1980 = 57,9 А

hz2 = hn2 -0,1 b = 15,3−0,1•6,8 = 14,62

ВZ2 = = = 1,9

Кс2 = 0,95

В/Z2х = ВZ2х+ М0НZ2X • Kn2x = ВZ2Х+ 4р•10−7• НZ2X• Kn2x

Knx = = = 1,073

bn2x = = = 7,95 мм

bz2x = bz2 = 7,8 мм В/Zх = ВZх+ 1,35 • 10−6 • НZX

1,9 = 1,885 +1,35 • 10−6 •1980

НZ2X = 1980 А/м Полученная точность расчета удовлетворяет требованиям, поэтому принимаем НZX = 1950 А/м.

Коэффициент насыщения зубцовой зоны КZ = 1+ = 1 + = 1,174

Магнитное напряжение ярма статора

Fa = La •Ha = 265,7 •10−3• 630 = 167,391 А

La = р = р = 265,7 • 10−3 м На = 630 А/м; Ва= 1,55 Тл Ва= = = 1,55 Тл Магнитное напряжение ярма статора

Fa=La•Ha=265,7•10−3•630=167,391A

La = р = р = 265,7•10−3 м

Ha=630A/м Магнитное напряжение ярма ротора

Fj = Lj •Hj = 95,9 •10−3• 440 = 42,2 А

Lj = р = р = 95,9•10−3 м

hj= = = 15,745 мм

hj= = = 30 мм Вj= = = 1,44 Тл Нj = 440 А/м по табл. П1.6.

Магнитное напряжение на пару полюсов.

Fц=Fд +Fz1+Fz2+ Fa + Fj = 724,62+68,14+57,9+167,391+42,2+1060,251А Коэффициент насыщения магнитной цепи.

Км = Fц/ Fд= 1060,251/724,62 = 1,463

Намагничивающий ток

= = = 5,873 А Относительное значение

Iм* = Iм / I1ном = 5,873 / 15,36 = 0,3824

1.6 Параметры рабочего режима для 2р=2

Активное сопротивление обмотки статора

r1= KRс115 = = 0,522 Ом

KR =1; с115 = 10−6/41 Ом•м для медных проводников;

для класса непревостойкости изоляции Fхрасч = 1150С.

Длина проводников фазы обмотки:

L1 = ср•W1 = 0,6654 • 88 = 58,86 м ср = 2(n1+л1) = 2(0,1754 +

n1 = 1 = 0,1754 м; n1 = Кл • bкт • 2 В = 1,2 •0,11 441 + 2•0,01= 0,1573 м;

bкт = р= р= 114,41 мм выл = Квыл • bкт +В = 0,26•0,11 441+0,01 = 39,747 мм где В = 0,01 м по табл. 9.23; Кл = 1,2

Относительное значение r1

r1* = r1 = 0,522 = 0,0364

Активное сопротивление фазы алюминиевой обмотки ротора:

r2 = rс+ = 82,95•10−6+2= 118,6•10−6 Ом

rс = с115= = 82,95•10−6Ом

KR = 1; с115 = 10−6/20,5 (Ом•м) для алюминиевой обмотки ротора.

rкл= с115= = 2,15•10−6 Ом

Приводим r/2 к числу витков обмотки статора

r/2 = r2 = 118,6•10−6•= 0,3682

Относительное значение

r/2* = r/2 = 0,3682 = 0,0257

Индуктивное сопротивление фазы обмотки статора.

X1 = 15,8 = 15,8 • •(0,9926+0,7266+2,544) = 1,144 Ом лn1= = • 0,625 = 0,9926

h2 = h/n.к — 2bиз = 13,06−2• 0,3 = 12,46 мм;

hк = 0,5(b1 — bш1_ = 0,5 (9,1−3,5) = 2,8 мм в = урасч/ ф = 7/12; при укорочении 1/3 ?в?2/3

К/в = 0,25 (6в-1) = 0,25 (6−1) = 0,625

Кв = 0,25 (1+3• К/в) = 0,25 (1+3•0,625) = 0,7187

?/д = ?д = 0,1754 м; h1 = 0 (проводники закреплены пазовой крышкой) лл1 = 0,34 = 0,34= 0,7266;

где ?л1 = 0,1573 м лд1 = •о = = 2,544

о = 2К/ск•Кв — К2об1()2•(1+в2ск)= 2•2,3•0,71 875−0,75 982•1,322(1+12) = 1,2944

(tZ2/tZ1 = 18,74/14,2 = 1,32 по рис. 9.51(д) К/ск = 2,3; вск = 1)

Относительное значение Х1* = Х1 = 1,144 = 0,08

Индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора.

X2 = 7,9 f1•?/д= 7,9•50•0,1754• (1,2376 + 0,1387 + 2,6 + +0,8866) = 337•10−6 Ом где по табл. 9.27 (см. рис. 9.52а) лn2=[]•Kд+= [] •1+= 1,2376

h0 = h1 + 0,4b2 = 6,6 + 0,4• 6,8 = 9,32 мм;

qc = 103,15 мм²

Кд = 1

лл2 = = = 0,1387

лд2 = •о = = 2,6

При Z2/p?10 можно принять о =1

гск = вск = 1•= 0,69 813

Кск = = = 0,9798

лск = (tZ2 •в2cк)/ (12Кд•Км) = (18,74•12) / (12•1,204•1,463) = 0,8866

вcк = 1; Км = 1,463

Приводим Х2 к числу витков статора Х/2 = Х2= 337•10−6•= 1,046 Ом Относительное значение Х/2* = Х/2 = 1,046= 0,073

1.7 Расчет потерь для 2р=2

Потери в стали основные

Рст. осн = с1,0 150 ()в• (Kда • В2а • ma + KдZ • В2Z1 • mZ1) = 2,5•()1,6• (1,6•1,552•19,23 +1,8•1,92•3,055) = 234,43 Вт

[с1,0 150 = 2,5 Вт/кг для стали 2013 по табл.9.28]

ma = р (Da-ha) •ha •?ст1•Кс1• гс = р (0,197−0,2 784) •0,2 784 0,1754•0,95• 7,8•103 = 19,23 кг.

гс = 7,8 •103 кг/м3 — удельная масса стали

Kда = 1,6; KдZ = 1,8; ВZ1 = 1,9 Тл; Ва = 1,55 Тл

mZ1 = hZ1 •bZ1ср•Z1 •?ст1 • Кс1• гс = 16,46 •10−3•5,95•10−3•24•0,1754•0,95• 7,8•103 = 3,055 кг где bZ1ср = 5,95 мм = bZ1

Поверхностные потери в роторе Рпов2= рпов2(tZ2- bш2)•Z2•?ст2 = 518,831•(18,74−1,5)•10−3•18•0,1754= 28,24 Вт рпов2 = 0,5К0,2()1,5 (В0,2 •tZ1•103)2 = 0,5•1,5()1,5 (0,4214 • 0,0142 •103)2 = 518,831 Вт/м2,

где К0,2 = 1,5 Вд = 0,7563 Тл В0,2 = в0,2 •Кд• Вд = 0,35• 1,204 • 0,7563 = 0,4214 Тл в0,2 = f (bШ1/д) = 50(3,5/0,5) = 350 мм = 0,35 м Поверхностные потери в статоре.

Рпов1= рпов1(tZ1- bш1)•Z1•?ст1 = 61,67•(14,2−3,5)•10−3•24•0,1754= 2,78 Вт рпов1 = 0,5К0,1()1,5 (В0,1•tZ2•103)2 = 0,5•15()1,5 (0,1366 • 0,1 874 •103)2 = 61,67 Вт/м2

В0,1 = в0,1 •Кд• Вд = 0,15• 1,204 • 0,7563 = 0,1366 Тл в0,1 = f (bШ2/д) = 50(13,5/0,5) = 150 мм = 0,15 м Пульсационные потери в зубцах ротора.

Рпул2 = 0,11()2mZ2 = 0,11()2 • 2,668 = 16,3 Вт/м2

Впул2 = = = 0,1035 Тл ВZ2ср = 1,9 (п. 37 расчета); г1= 4,083 (п. 35 расчета)

mZ2 = Z2 •hZ2 • bZ2ср •?ст2 • Кс2 • г2 = 18 • 14,62•10−3 •7,8•10−3 •0,1754 •0,95 •7,8•103 = 2,668 кг Пульсационные потери в зубцах статора.

Рпул1 = 0,11()2mZ1 = 0,11()2 • 3,055 = 1,385 Вт Впул1 = = = 0,0376

г2 = = = 1,125

Сумма добавочных потерь в стали

Рст. доб. = Рпов1 + Рпул1+ Рпов2 + Рпул2 = 2,78 +1,385+28,24+16,3 =48,705 Вт Полные потери в стали Рст. = Рст. осн. + Рст. доб = 234,43 + 48,705 = 283,135 Вт Механические потери Рмех = Кт ()2 • (10•Dвент)3 = 2,9 ()2 •(10•0,197)3 = 199,544 Вт Кт = 2,9 (для двигателей с аксиальной системой вентиляции),

где Dвент? Dа, Dвент — наружный диаметр вентилятора.

Холостой ход двигателя.

IХ.Х. = = = 5,93 А

IХ.Х.а = = = 0,8132 А Рэ1хх = m• I2м•r1 = 3•5,8732 •0,522 = 51,0146 Вт

IХ.Х.р? Iм = 5,873 А

Cosцx.x. = IХ.Х.а / IХ.Х. = 0,8132 / 5,03 = 0,1371

1.8 Расчет магнитной цепи для 2р=4

Магнитное напряжение воздушного зазора.

Fд = = = 681,314 А Вд = = = 0,7111

= = = 6,76 •10−3 Вб Магнитное напряжение зубцовой зоны статора

FZ1 = 2h1 • HZ1 = 2•16,46 •10−3 •1450 = 47,73 А

HZ1 = 1450 А/м В/Z1 = = = 1,786

Принимаем ВZ1 = 1,786 Тл, проверяем соотношение В/Z1 и ВZ1

1,786 = 1,784 +2,41• 10−6 •1450 = 1,787

Полученная точность расчета удовлетворяет требованиям, поэтому принимаем HZх = 1450 А/м Магнитное напряжение зубцовой зоны ротора.

FZ2 = 2hZ2 • HZ2 = 2•14,62 •10−3 •1500 = 43,86 А

HZ1 = 1500 А/м ВZ2 = = = 1,798? 1,8

1,8 = 1,795 + 1,35 • 10−6 • 1500 = 1,797

Полученная точность расчета удовлетворяет требованиям, поэтому принимаем HZ1 = 1500 А/м Коэффициент насыщения зубцовой зоны.

Кz = 1+ = 1+ = 1,14

Магнитное напряжение ярма статора.

Fa = La •Ha = 132,858 •10−3• 106 = 14,083 А

La = р = р = 132,858 • 10−3 м На = 106 А/м;

Ва= = = 0,73

Магнитное напряжение ярма ротора.

Fj = Lj •Hj = 47,95 •10−3• 231 = 11,076 А

Lj = р = р = 47,95•10−3 м

hj= 15,745•10−3 м

h/j= = = 18•10−3 м Вj= = = 1,127 Тл Нj= 231 А/м Магнитное напряжение на пару полюсов.

Fy=Fд+FZ1+FZ2+Fa+Fj=681,314+47,73+43,86+14,083+11,076=798,063А Коэффициент насыщения магнитной цепи.

kм=Fy/ Fд=798,063/681,314=1,1714

Намагничивающий ток.

Iм===4,157 А.

Относительное значение.

Iм*===0,5413

1.9 Параметры рабочего режима для 2р=4

Активное сопротивление обмотки статора.

r1=kR•с115=1••=2,088 Ом.

kR=1

L1=lep•w1=6 654•176=117,11 м.

lсp1=0,6654 м; ln1=l1=175,4 мм=0,1757 м; lл1=0,1573 м Относительное значение

r1*=r1=2,088=0,073.

Активное сопротивление фазы алюминиевой обмотки ротора.

r2 = rс+2= 82,65•10−6+2=92,14•10−6 Ом.

rс = 82,65•10−6 Ом; rкл = 2,15 •10−6 Ом

?2= 2 sin = 2sin = 0,684

Приводим r2 к числу витков обмотки статора

r/2 = r2 = 92,14•10−6 = 1,294

Относительное значение

r/2*= r/2=1,294= 0,0452

Индуктивное сопротивление фазы обмотки статора.

Х1 = 15,8= 15,8 (1,121+ 0,2337 + 4,57) = 3,18 Ом лn1 = = =1,121

h2 = 12,46 мм; hк = 2,8 мм; h1 = 0; Кв = К/в = 1

лл1 = 0,34= 0,34= 0,2337

лД1 = о= = 4,57

о = 2•= 2•2,3•1−0,8082•(1,32)2(1+12) = 2,325;

К/ск = 2,3; вск = 1; tZ2 / tZ1 = 1,32

Относительное значение Х1*= х1 = 3,18= 0,111

Индуктивное сопротивление фазы обмотки ротора.

Х2 = 7,9= 7,9•50•0,1754 (1,2376+ 0,0358+ 2,6+ 1,1073) = 345,08 Ом лn2 = 1,2376 лД2 = 2,6

лл2 = = = 0,0358

лск = (tZ2 •в2cк) / (12•Кд • К•м) = (18,74•12) / (12•1,204 •1,1714) = 1,1073

К•м = 1,1714

Приводим Х2 к числу витков статора Х/2 = х2 = 345,08 •10−6 = 4,846

Относительное значение Х/2*= х/2 = 4,846= 0,17

1.10 Расчет потерь для 2р=4

Потери в стали основные

Рст. осн = с1,0 150 ()в•(Kда•В2а•ma+KдZ•В2Z1•mZ1)=2,5•()1,6• (1,6•0,732•19,23 + 1,8•1,7862•3,055) = 84,78 Вт

[с1,0 150 = 2,5 Вт/кг для стали 2013 по табл.9.28]

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

m1 = 3,055 кг Поверхностные потери в роторе Рпов2= рпов2(tZ2- bш2)•Z2•?ст2 = 92,8•(18,74−1,5)•10−3•18•0,1754= 5,05 Вт рпов2 = 0,5К0,2()1,5 (В0,2 •tZ1•103)2 = 0,5•1,5()1,5 (0,2997 • 0,0142 •103)2 = 92,8 Вт/м2,

В0,2 = в0,2 •Кд• Вд = 0,35• 1,204 • 0,7111 = 0,2997 Тл в0,2 = f (bШ1/0,5) = 50(3,5/0,5)• 10−3 = 0,35 м Поверхностные потери в статоре.

Рпов1= рпов1(tZ1- bш1)•Z1•?ст1 = 19,273•(14,2−3,5)•10−3•24•0,1754= 0,87 Вт рпов1 = 0,5К0,1()1,5 (В0,1•tZ2•103)2 = 0,5•15()1,5 (0,13•0,1 874 •103)2 = 19,273 Вт/м2

В0,1 = в0,1 •Кд• Вд = 0,15• 1,204 • 0,7111 = 0,13 Тл в0,1 = f (bШ2/д) = 0,15 м Пульсационные потери в зубцах ротора.

Рпул2 = 0,11()2 mZ2 = 0,11() • 2,668 = 3,653 Вт Впул2 = = = 0,098 Тл ВZ2ср = 1,8 (п. 59 расчета); г1= 4,083 mZ2 = 2,668 кг Пульсационные потери в зубцах статора.

Рпул1 = 0,11()2 mZ1 = 0,11()2 • 3,055 = 0,307 Вт Впул1 = = = 0,0354

г2 = = 1,125

ВZ1ср = 1,786 из п. 58 расчета mZ1 = 3,055 кг Сумма добавочных потерь в стали Рст. доб. = Рпов1 + Рпул1+ Рпов2 + Рпул2 = 0,87 +0,307+5,05+3,653 =9,88 Вт Полные потери в стали Рст. = Рст. осн. + Рст. доб = 84,78 + 9,88 = 94,66 Вт Механические потери Рмех = Кт ()2 • (10•Dвент)3 = 2,9 ()2 •(10•0,197)3 = 49,886 Вт Холостой ход двигателя.

IХ.Х. = = = 4,168 А

IХ.Х.а = = = 0,301 А Рэ1хх = m• I2м•r1 = 3•4,1572 •1,044 = 54,123 Вт

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

1.11 Расчет рабочих характеристик для 2р=2

Параметры:

r12 = = = 2,266 Ом Х12 = = - 3,18 = 34,28 Ом С1 = 1 + = 1+ = 1,093

Используем приближенную формулу, т.к. < 10

г=arctg= arctg = <10

Активная составляющая тока синхронного холостого хода.

I0a = = = 0,5108 А а/ = с21 = 1,0932 = 1,195

а = с1 • r1 = 1,093 • 0,522 = 0,5705

b= с1(х1+с1х/2) = 1,093(3,18+1,093•1,046) = 4,725 Ом Потери, не изменяющиеся при изменении скольжения.

Рст + Рмех = 283,135 + 199,544 = 482,679 Вт Рассчитываем рабочие характеристики для скольжения 0,005; 0,01; 0,015; 0,02; 0,025; 0,0275; 0,03. После построения уточнения значение номинального скольжения Sном = 0,0234.

Расчеты сведены в таблице 1.1.

Таблица 1.1.

1.12 Расчет пусковых характеристик для 2р = 2

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

Активное сопротивление обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока.

о = 2рhc= 63,61hc = 63,61•14,55•10−3 = 0,9255

hc = hn2 — (hШ2 +h/Ш) = 15,3 -(0,75+0) = 14,55 мм по рис. 9.57 для о = 0,9255 находим ц= 0,89•о4, т.к. о<1

r/a = rc = 82,95•10−6 Ом ц= 0,89•0,92 554 = 0,65 306

Глубина проникновения тока

hr = = = 8,8 мм КД = ц/ = 0,96 (по рис. 9.58 для о = 0,9255 ц/ = 0,96)

так как (0,5•9,1)? 8,8? (6,6 +9,1•0,5)

qr = = = 68,05 мм²

br = b1 — = 9,1 — = 7,62

Кr = qc / qr = 103,15 / 68,05 = 1,516

КR = 1+ = 1+ = 1,361

r2 = 118,6•10−6 Ом; rс = 82,95 •10−6 Ом;

r/2о = КR• r/2 = 1,361•0,3682 = 0,5011Ом Индуктивное сопротивление обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока. (по рис. 9.58) для о = 0,9255 ц/ = КД = 0,96

Кх = = = 0,9926

лn2о = лn2- Длn2 о= 1,2376−0,29 506 = 1,208

Длn2 о= л/n2 (1-КД) = [] (1-КД) = [] (1−0,96) = 0,29 506

Х/2о = Х/2 •Кх = 1,046 • 0,9926 = 1,3 826

Пусковые параметры Х12n = Kм • X12 = 1,463•36,316 = 53,13

Х12 = -Х1 = -1,144 = 36,316

С1n = 1+ = 1+ = 1,0215

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

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

Хn = X1+c1n• X/2о= 1,144+1,0215•1,3 826 = 2,2046

I/2n = = = 90,35 А

I1n = I/2 = 90,35= 92,135

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

Таблица 1.2

Таблица 1.3

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

Расчет проведен для точек характеристик соответствующих

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

Sкр = = = 0,3449

Индуктивное сопротивление обмоток.

Принимаем Кнас = 1,3

F_n.ср==0,7(0,625+0,7343 * 0,7598)=2524,985 А СN = 0,64+2,5 = 0,64+2,5= 0,948

ВФд = = = 3,33 Тл по рис. 9.61 для ВФд = 3,33 Тл Кд = 0,66

Сэ1 = (tZ1+bШ1)(1-Кд) = (14,2−3,5)(1−0,66) = 3,638 мм Длn1нас = = = 0,2484

[hк = = = 2,8 мм]

Длn1нас = лn1- Длn1нас = 0,9926 — 0,2484 = 0,7442

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

лД1нас = лД1 •Кд = 2,544 • 0,66 = 1,679

Х1нас = Х1 = Х1= 1,144 = 0,8452

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

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

Длn2нас = = = 0,3981

Сэ2 = (tZ2+bШ2)(1-Кд) = (18,74 — 1,5)(1−0,66) = 5,8616 мм лn2насо = лn2о — Длn2нас = 1,21 — 0,3981 = 0,8119

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния ротора с учетом влияния насыщения:

лД2нас = лД2 • Кд = 2,6 • 0,66 = 1,716

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

Х/2о = Х/2 = Х/2 = = 0,7015

С1nкас = 1 + = = 1,016

Расчет токов и моментов.

Rn = r1 + C1nнас ;

Rn = 0,522 + 1,016 = 1,0311 Ом Хn = Х1 нас + С1nнас • Х/2насо = 0,8452 + 1,016 •0,7015 = 1,558 Ом

I/2нас = = = 117,754 А

I1nнас = I/2нас = 117,754= 119,32 А Кратность пускового тока с учетом влияния вытеснения тока и насыщения.

In*= = = 7,965

Кратность пускового момента с учетом влияния вытеснения тока и насыщения.

мn* = ()2 •КR = ()2 •1,361 = 2,605

Полученный в расчете коэффициент насыщения К/нас = = = 1,29

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

Принимаем при

S = 0,8 Кнас = 1,25

S = 0,5 Кнас = 1,2

S = 0,2 Кнас = 1,15

S = 0,1 Кнас = 1,1

S = 0,3449 Кнас = 1,18

Расчеты сведены в таблице 3.

Расчет рабочих характеристик для 2р = 4.

Рассчитываем рабочие характеристики для скольжений

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

Результаты расчета сведены в таблицу 1.4

Таблица 1.4

1.14 Расчет пусковых характеристик для 2р=4

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

Активное сопротивление обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока.

[храсч = 115 0С, с115 = 10−6 / 20,5 Ом •м, f1 = 50 Гц]

о= = 63,61• hc = 63,41 •14,55 • 10−3 = 0,9255

hc = 14,55 мм; r/c = rc = 82,95 •10−6 Ом ц = 0,89 •0,92 554 = 0,65 306, так как о < 1

hr = = = 8,8 мм КД = ц/ = 0,96 (по рис. 9.58 для о = 0,9255).

qr = 68,05 мм², где

br = b1 — (hr —) = 9,1 — (8,8-) = 7,62 мм

qr = = = 68,05 мм²

Кr = qc / qr = 103,15 • 10−6 / 68,05 •10−6 = 1,516

КR = 1 + •(Кr-1) = 1 + (1,516−1) = 1,4645,

где r2 = 92,14 •10−6 Ом Приведенное сопротивление ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока.

r/2о = КR • r/2 = 1,465 • 1,294 = 1,896

Индуктивное сопротивление обмотки ротора с учетом влияния эффекта вытеснения тока.

Кх = = = 0,9924

лn2о = лn2 — Д лn2о = 1,238 — 0,0295 = 1,2085

Д лn2о = л/n2 (1-КД) = [] (1- КД) = 0,0295

х/2о = х/2 • Кх = 4,85 •0,9924 = 4,813

С1n = 1 + = 1+ = 1,0546

Х12 = - х1 = -3,18 = 49,743 Ом Х12n = Х12 = Км•х12 = 1,1714 •49,743 = 58,27 Ом

Sкр? = = 16,46

Расчет токов с учетом влияния вытеснения тока.

Rn = r1 + C1n • r/2о / S = 2,088 + 1,0546 •1,294 / 1 = 2,903

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

I/2n = = = 25,14 А

I1n = I/2n = 25,14 = 27,242 А Подробный расчет приведен для S= 1.

Данные расчета остальных точек сведены в таблице 1.5.

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

Индуктивное сопротивление обмоток.

Принимаем Кнас = 1,05.

Fпр. ср. = (К/в+ Ку) = •(1+1)= 1027,841 А СN = 0,64 +2,5= 0,948

ВФд = = = 1,355

по рис. 9.61 для В = 1,355 Кд = 0,95

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

Сэ1 = (tZ1 — bш1)(1-Кд) = (14,2−3,5)(1−0,95) = 0,535

Д лn1нас = • = = 0,8 255,

где hк = 2,8 мм лn1нас = лn1- Д лn1нас = 1,121 -0,8 255 = 1,38 455

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

лД1нас = лД1 • Кд = 4,57 •0,95 = 4,3415

Индуктивное сопротивление фазы обмотки статора с учетом влияния насыщения:

Х1нас = Х1 = 3,18= 3,13 051

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

Д лn2нас = • = = 0,1825

Сэ2 = (tZ2 — bш2)(1-Кд) = (18,44- 1,5)(1−0,95) = 0,862

лn2насо = лn2о — Д лn2нас = 1,21 — 0,1825 = 1,2 753

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния ротора с учетом насыщения:

лД2нас = лД2 • Кд = 2,6 •0,95 = 2,47

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

Х/2насо = Х/2 = 4,846= 4,42 054

С1nнас = 1 + = 1 + = 1,5 171

где Х12 = 58,27

Расчет токов и моментов:

Rnнас = r1 + C1nнас = 2,088 +1,5 171 = 4,082

Хnнас = Х1нас + C1nнас • Х/2насо = 3,13 051+1,5 171 •4,42 = 7,662

I/2нас = = = 25,341 А

I1nнас = I/2нас = 25,341 = 27,316

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

In*= = = 3,6

Кратность пускового момента с учетом влияния вытеснения тока и насыщения.

мn* = ()2 •КR = ()2 •1,465 = 1,1265

Полученный в расчете коэффициент насыщения К/нас = = = 1,025

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

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

Принимаем при

S = 0,8 Kнас = 1,04

S = 0,5 Kнас = 1,03

S = 0,2 Kнас = 1,02

S = 0,1 Kнас = 1,01

S кр= 0,1646 Kнас = 1,0165

Данные расчета сведены в таблицу 1.6.

2. Тепловой расчет Превышение температуры внутренней поверхности сердечника над температурой воздуха внутри двигателя.

Дхпов1 = К = 0,22 = 9,430С

[по табл. 9.35 К = 0,22; Р/эп1 = Кр•Рэ1]= 1,07•351,5= 198,3 Вт, где из табл. 1 для S= Sном Рэ1 = 0,3515 кВт, по (рис. 9.67а) б1= 169 Вт/ (м2•0С); Кр = 1,07 (класс F)].

103. Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора:

Дгиз.n1= = •10−3= 2,860С

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

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

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

л/экв = 1,3 Вт/ (м2•0С);

104. Перепад температуры по толщине изоляции лобовых частей:

Дхиз.л1= = •10−3= 0,5180С

[Р/эл1 = Кр •РЭ1 =1,07• 351,5 = 177,82 Вт

Пл1 = Пп1 = 0,4 797 м; bиз. л1 max = 0].

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

Дхпов.л1= = = 8,550С Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой воздуха внутри двигателя.

Дх/1=== 10,770С Превышение температуры воздуха внутри двигателя над температурой окружающей среды:

ДхВ = = = 54,80С

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

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

Sкор = (рD+8Пр)(1+2?выл) = (р•0,197−8•0,22)(0,1754+2•0,39 747) = 0,6064 м²

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

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

Рэ2 = 187,3 Вт из табл. 1 для S = Sном УР/ = УР- (Кр- 1)(Рэ1 + Рэ2) = 1064,173-(1,07−1)(351,5+187,3) = 1101,89Вт.

Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой окружающей среды:

Дх1 = Дх/1 + ДхВ = 10,77+54,8 = 65,570С Проверка условий охлаждения двигателя.

Требуемый для охлаждения расход воздуха:

Qв = = = 0,0801 м3/с Км = m/= 2,6 = 6,32

Расход воздуха, обеспечиваемый наружным вентилятором:

Q/В = 0,6 D3A = 0,6• 0,1973 = 0,1376 м3/с Нагрев частей двигателя находится в допустимых пределах.

Вентилятор обеспечивает необходимый расход воздуха.

Вывод: спроектированный двигатель отвечает поставленным в техническом задании требованиям.

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

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

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

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

fG = (Sb•a2 + Sa •b2) = • (468,414•102•182•10−4+ 327,408 •102•20,62•10−4) = 413 •10−8 м

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

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

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

fn = [(?•S0- Sв)•а +Sab] = • [(38.8•10−2•25,4•104 — 468,414 •102)•18,4•10−2+327,408•102•20,6•10−2] = 668,5 •10−8 м

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

Dм — диаметр по центрам пальцев муфты = 84 мм Мком = 9550 Рном/nном = 9550=23,875 Н•м

3. Первоначальное смещение ротора.

е0 = 0,1•д + fc1 + fn = 0,1•0,5•10−3 + 413•10−8 + 668,5•10−8 = 0,60 815•10−2м

4. Начальная сила одностороннего магнитного притяжения:

Т0 = 2,94D2 •?2 •105 = 2,94•107,4•10−3•175,4•10−3•105=673,631 Н

D2 — диаметр ротора; ?2 — длина ротора без радиальных каналов.

5. Прогиб от силы Т0.

fТ = fa •T0 / Gp = = 0,215 666•10−2 м

6. Установившийся прогиб вала от одностороннего магнитного притяжения

fм = = = 0,334 172•10−2 м где m = fT/e0 = 0,215 666• 10−2/0,60 815•10−2 = 0,35 462 633

7. Суммарный прогиб посредине магнитопровода ротора.

f = fм+ fa+ fn = 0,334 172 +413•10−8 + 668,5 •10−8 = 4423,22•10−8 м т. е. составляет 8,85%, что допустимо.

8. Критическая частота вращения.

nкрит = 30= 30 = 11 859,103

11 860 > 1,3 nном

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

Напряжение на свободном конце вала в сечении А.

МиА = К •Fn •Zi = 2•170,536 •6,7 •10−2 = 22,865 Нм

Wa = 0,1 •d3 = 0,1•(2,8•10−2)3 = 2,2 •10−6 м3

GпрА = = = 166,616 •105 Па

10. Напряжение в сечении Б.

МиБ = К •Fn •Zi = 2•170,536 •13,5 •10−2 = 46,072 Нм

Wa = 0,1 •d3 = 0,1•(3•10−2)3 = 2,7 •10−6 м3

GпрА = = = 200,94 •105 Па

11. Напряжение в сечении Е.

МиЕ = К •Fn •С•(1-)+(Ср+Т) = 2•170,536 •18 •10−2(1-) + (129+1043,784) = 78,14 Нм;

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

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

GпрЕ = = = 164,3075 •105 Па

12. Напряжение в сечении Д.

МиД= 2•170,536 •18 •10−2 (1-)+(129+1043,784)= 60,198 Нм

WД = 0,1•(4,1•10−2)3 = 6,8921 •10−6 м3

GпрД = = 96,731 •105 Па

13. Напряжение в сечении Г.

МиГ= [K•Fn•C + (Gp+T)b] = [2•170,536•18•10−2 (129+1043,784)•20,6 •10−2] = 23,427 Нм

WГ = 0,1•(4•10−2)3 = 6,4 •10−6 м3

GпрД = = 57,826 •105 Па

14. Напряжение в сечении Ж.

МиЖ= [K•Fn•C + (Gp+T)b] = [2•170,536•18•10−2 (129+1043,8)•20,6 •10−2] = 71,842 Нм

WЖ = 0,1•(4,1•10−2)3 = 6,8921 •10−6 м3

GпрЖ = = 112,221 •105 Па Для стали марки 45 предел текучести равен 3600 •105 Па.

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

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

Таким образом, вал удовлетворяет всем требованиям механических расчетов.

Таблица 3.1.

4. Технологический процесс изготовления обмотки статора

4.1 Основные технологические операции Фактически технологический процесс изготовления обмотки статора сводится к следующим основным операциям:

1. Пазоизолировка.

2. Намотка или укладка в пазы катушечных групп.

3. Заклеивание обмотки в пазы.

4. Бандажирование лобовых частей.

5. Пропитка.

6. Сушка.

7. Испытание.

Ниже эти операции описаны подробно.

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

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

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

Наиболее часто применяемая конструкция пазовой изоляции, разработанная с учетом требований машинных процессов, показана на рис. 4.1, а. Так как пазовый короб 3 открытый, т. е. боковые кромки его разомкнуты, внутрь короба поверх катушки 2 устанавливают пазовую крышку 1 таким образом, чтобы боковые стороны короба и крышки взаимно перекрывались. Значение этого перекрытия выбирают из условий обеспечения требуемой электрической прочности изоляционной конструкции. Если в одном пазу находятся стороны двух катушек, их разделяют межслойной прокладкой 4.

Рис. 4.1 Конструкция пазовой изоляции с основными размерами.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

значительное сокращение длительности процесса пропитки и термообработки обмоток;

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

* очень малые потери пропиточного состава;

* хорошее заполнение обмотки смолой при однократной пропитке;

* хорошая цементация витков обмотки;

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

* снижение трудоемкости процесса пропитки и термообработки;

* снижение расхода электроэнергии, особенно при токовом нагреве обмоток;

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Стандартизация электрических машин базируется на нескольких принципах:

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

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

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

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

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