ВСТУП
Для розрахунку приймаєм, що номінальний режим роботи двигуна –
тривалий, S1, з постояними в часі навантаженнями та втратами
Рисунок 1 – Номінальний режим роботи електричних машин S1 – тривалий
Ступінь захисту від зовнішніх впливів – IP44, захист від проникнення
всередину захисної оболонки машини дроту і твердих предметів діаметром більше
1 мм, а також від бризгів води, попадання яких на захисну оболонку під будь-яким
кутом не має шкідливого впливу на машину;
Спосіб охолодження – IС0141, закрита машина з ребристою чи гладкою
станиною, обвітрюємо зовнішнім вентилятором, розташованим на валу машини;
Рисунок 2 – Умовне позначення системи охолодження електричної машини
за способом ICA0141.
Кліматичні умови і категорія розміщення – У3, це означає, що двигун
повинен працювати в макрокліматичних районах з помірним кліматом або
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
розміщуватися в закритих приміщеннях з природною вентиляцією без штучного
регулювання кліматичних умов;;
Виконання за способом монтажу – IM1001, машина на двох лапах з
підшипниковими щитами, горизонтальний вал, причому форма виступаючого
кінця вала – циліндрична;
Матеріал станини і підшипникових щитів – чавун або сталь.
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
1. ГОЛОВНІ РАЗМІРИ
Вихідні дані для проектування наведені в таблиці 1.
Таблиця 1 – Вихідні дані для проектування
Номінальний режим роботи
Тривалий (S1)
Виконання ротора
Короткозамкнений
Номінальна віддаюча потужність P2 , кВт
10
Кількість фаз статора m1
3
Спосіб з'єднання фаз статора
 
Частота мережі f , Гц
50
Номінальна лінійне напруга U , В
220/380
Синхронна частота обертання n1 , об/хв
1500
Ступінь захисту від зовнішніх впливів
IP44
Спосіб охоладження
IC0141
Кількість пар полюсів
4
До головних розмірів машин змінного струму відносять внутрішній діаметр
Dн1 і довжину l1 сердечника статора, оскільки вони визначають габарити, масу і
техніко-економічні показники цього типу електричних машин.
Зовнішній діаметр сердечника статора розраховуємо по таблиці 9-2 [1],
виходячи з того, що для висоти осі обертання h таблиці 9-1 [1]:
h  132 мм,
наведено гранично допустиме значення зовнішнього діаметра сердечника
статора:
D  233 мм .
н1
Визначимо внутрішній діаметр сердечника статора. Для цього скористаємося
емпіричною залежністю D1=f(Dн1) з таблиці 9-3 [1]:
D1  kD Dн1  4  0.68  233  4  153, 44 мм,
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
де kD – коефіцієнт відношення внутрішнього і зовнішнього діаметрів осердя
статора машини.
Розрахункова потужність машини визначається як:
P '  P2
kн
,
  cos 
де: kн – співвідношення ЕРС обмотки статора до номінальної напруги, яке
визначено на рисунку 3;
cosφ – коефіцієнт потужності асинхронного двигуна розраховується при
номінальному навантаженні, що знайдено за графіком залежності, представленому
на рисунку 4;
ŋ – коефіцієнт корисної дії асинхронного двигуна, розраховується при
номінальному навантаженні, знайдений за графіком залежності, представленому
на рисунку 5;
Рисунок 2 – Визначення значення kн
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Рисунок
3
–
Середні
значення
cos
φ
асинхронних
двигунів
з
короткозамкненим ротором з виконанням захисту IP44, способу охолодження
IC0141
Рисунок 4 – Середні значения ŋ асинхроних двигунів с короткозамкненим
ротором з виконанням по захисту IP44, способу охолодження IC0141
Розрахункова потужність дорівнює:
P '  P2
kн
0,975
 10  103 
 12,7 кВт .
  cos 
0,88  0,87
Тепер по таблиці 9-4 [1] визначимо форму паза і тип обмотки. Виходячи з
величини висоти осі вала (h = 132 мм) отримуємо, що форма паза – трапециїдальна
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
напівзакрита, а тип обмотки – одношарова всипна, з проводів круглого
поперечного перерізу, хоча при цьому знижується коефіцієнт заповнення паза
міддю.
Розрахункова довжина сердечника статора визначається як:
8,62 107  P'
l1 '  2
,
D1  n1  A1  B  kоб1
де А1 – лінійна навантаження обмотки статора, визначається по діаграмі на
рисунку 6. Приблизне значення даної величини приймемо рівним:
A1  280
A
,
см
Рисунок 5 – Середні значення А'1 при 2p=4 і клас нагрівостійкості F при
виконанні захисту IP44 і способу охолодження IC0141
B'δ – максимальне значення магнітної індукції в зазорі, визначається по
діаграмі на рисунку 7. Значення даної величини приймемо попередньо рівним:
B  0,88 Тл .
kоб1 – коефіцієнт обмотки статора основної гармонійної кривої ЕРС,
рекомендоване значення для приймаємо середнє значення:
kоб1 = 0,91.
Звідси, розрахункова довжина сердечника статора:
l1 ' 
8, 62  107  P '
8, 62  107  12735,1

 138, 6 мм .
D12  n1  A1  B  kоб1 153, 442  1500  280  0,88  0,91
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Рисунок 6 – Середнє значення B'δ при 2p=4 і клас нагрівостійкості F при
виконанні захисту IP44 і способу охолодження IC0141
Згідно [1], конструктивна довжина сердечника статора l1 при відсутності в
сердечнику радіальних вентиляційних каналів дорівнює розрахунковій довжині
сердечника статора l'1, округленого до найближчого числа, кратного п'яти, за
умови, що l'1>100 мм. Таким чином,
l1  140 мм .
Щоб впевнитись в правильності розрахунку раніше розглянутих параметрів,
розрахуємо відношення:

l1
140

 0,912 ,
D1 153, 44
яке не повинно перевищувати (таблиці 9-6, 9-7 [1]):
max  1, 46  0,00071Dн1   1, 46  0,00071 233  1, 295 ,
Таким чином, оскільки   max , висота осі обертання вала двигуна для
розрахунку головних розмірів підібрана правильно.
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
2. ОСЕРДЯ СТАТОРА
Осердя статора збирають з окремо отштампованных листів електротехнічної
сталі 2013 товщиною 0,5 мм, що мають ізоляційні покриття для зменшення втрат в
сталі від вихрових струмів. Для сталі 2013 зазвичай використовують ізолювання
листів оксидуванням (коефіцієнт заповнення стали kc=0,97).
Рисунок 7 – Трапецеїдальний напівзакритий паз статора
Для представленого на рисунку 8 креслення перерізу паза статора і всипною
обмотки визначимо кількість пазів осердя статора:
z1  2 p  m1  q1 .
Як бачимо, воно залежить від обраного кількості пазів на полюс і фазу q1:
q1 
2 p  m1
z1
Вибираємо значення q1 з таблиці 9-8 [1]:
q1  3.
Звідси,
z1  2 p  m1  q1  4  3  3  36 .
Звіримо отриманий результат із зведеною таблицею 9-12 [1] по серії 4А:
z1 36

.
z2 34
Звідки число пазів короткозамкненого ротора:
z2  34.
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
3. ОБМОТКА СТАТОРА
Раніше було визначено по таблиці 9-4 [1], що для статора двигуна
розраховується форма паза – трапециідальна напівзакрита, а тип обмотки –
одношарова всипна концентрична, з проводів круглого поперечного перерізу.
Що стосується форми паза (див. рисунок 8), то при виборі розмірів b1 и b2
стараються, щоб bз1=const. Це призводить до постійності магнітної індукції по
висоті зубця і призводить до зменшення МДС на ділянці зубця. Крім того, форма
пазів призводить до зменшення коефіцієнта повітряного зазору і додаткових втрат
у порівнянні з відкритими та напіввідкритими зубцями. З іншого боку, недоліком
трапецеїдальних пазів є те, що в них вкладають всипну обмотку з дроту круглого
перерізу, що призводить до зменшення коефіцієнта заповнення паза і, як наслідок,
до зниження надійності обмотки.
Обмотка статора виконується шестизоною, кожна зона дорівнює 60°.
Коефіцієнт розподілу дорівнює:
де  
k p1 
0,5
,
 
q1  sin  
2
k p1 
0,5
 0,96 .
 20 
4  sin 

 2 
60 60

 20 .
q1
3
Тоді,
Одношарову обмотку виконують з діаметральним кроком
yп1 
z1 36

 9.
2p 4
Знайдемо коефіцієнт укорочення:
k y1  sin  1  90  1 .
Обмотувальний коефіцієнт:
kоб1  k p1  k y1  0,96  1  0,96 .
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Тепер знайдемо попереднє значення магнітного потоку:
Ф 
B  D1  l1  106 0,88  153, 44  140  106

 0,00945Вб .
p
2
Визначимо попереднє кількість витків в обмотці фази:
w1 
k н  U1
.
 f1  
222  kоб1     Ф
 50 
де kн визначається по діаграмі, що представлено на рисунку 9, тобто kн ≈ 0,975.
Рисунок 8 – Середні значення kн асинхронних двигунів
Звідси,
w1 
k н  U1
0,975  220

 106,51 .
 f1  
 50 
222  kоб1     Ф 222  0,96     0, 00945
 50 
 50 
Попереднє значення кількості ефективних провідників в пазу:
N п1 
w1  a1
.
p  q1
де a1 – кількість паралельних гілок обмотки статора, яке є одним з дільників числа
полюсів, в нашому випадку для 2p=4 a1 = 1, 2. Крім цього, при малому значенні
N п1 виникають труднощі з розташуванням провідників в пазу. Приймаємо a1 = 2,
тоді:
N п1 
w1  a1 106,51 2

 35,5  36 .
p  q1
23
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Тепер уточнимо попередньо встановлені значення w1 , Aп1 , B :
w1 
N п1  p  q1 36  2  3

 108 .
a1
2
Уточнене значення магнітного потоку:
Ф
Ф  w1 0, 00945 106,51

 0, 00932 Вб .
w1
108
Уточнене значення індукції в повітряному зазорі:
B 
B  w1 0,88 106,51

 0,868 Тл .
w1
108
Попереднє значення номінального фазного струму:
I1 
P2 103
10 103

 19,8 А .
3 U1    cos   3  220 0,88  0,87
Уточнена лінійна навантаження статора:
А1 
10 N п1  z1  I1 10  36  36 19,8
A

 266, 2
.
  D1  a1
3,14 153, 44  2
см
Проведемо перевірку правильності розрахунку кількості витків. Критерій –
значення A1 не повинна відрізнятися від значення A'1 більш ніж на 10%:
A1  A1
266, 2  280
100% 
100%  4,98%  10% .
A1
266, 2
По таблиці 9-13 [1] визначається середнє значення магнітної індукції в
спинці статора:
Bc1  1,55 Тл .
Зубцовий розподіл по внутрішньому діаметру статора:
t1 
  D1
z1

3,14 153, 44
 13, 4 мм .
36
Для визначення ширини зубця по таблиці 9-14 [1] приймемо середні значення
магнітної індукції в зубцях статора:
Bз1  1, 75 Тл .
Тоді ширина зубця:
bз1 
t1  B 13, 4  0,868

 6,9 мм .
kc  Bз1
0,97 1, 75
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
При складанні осердя розміри пазів в штампі і у світлі (після складання
осердя) не співпадають з-за неминучого зміщення листів один щодо одного. Для
висоти осі обертання h = 132 мм припуски на складання сердечників статора і
ротора:
ℎ𝑐 = 𝑏𝑐 = 0,1 мм.
Основні розміри пазів трапецеїдальних:
Висота спинки статора:
hc1 
Ф 106
0, 00932 106

 22,1 мм .
2  kc  l1  Bc1 2  0,97 140 1,55
Висота паза:
hп1 
Dн1  D1
233  153, 44
 hc1 
 22,1  17, 7 мм .
2
2
Більша ширина паза:
b1 
  D1  2hп1 
z1
 bз1 
3,14  153, 44  2 17, 7 
36
 6,9  9, 6 мм .
Попереднє значення ширини шліца:
bш 1  0,3 h  0,3 132  3, 45 мм .
Висота шліца:
hш1  0,5 мм .
Середнє значення односторонньої товщини корпусної ізоляції:
𝑏и1 = 0,25 мм.
Менша ширина паза:
b2 
  D1  2hш1  bш1   z1  bз1 3,14  153, 44  2  0,5  3, 45   36  6,9

 6,9 мм .
z1  
36  3,14
Перевірка правильністі визначення b1 и b2, виходячи з вимоги bз1 = const:
b1  b2    b2  bш1   2  hп1  hш1   36  9,6  6,9  3,14 6,9  3,45  2  3,14  17.6  0,5  0
Площа поперечного перерізу паза в штампі:
Sп1 
b2  bш1  9, 6  6,9 
b1  b2 
6,9  3, 45 
2
17, 7  0,5 
  127, 67 мм
 hп1  hш1 

2 
2 
2
2


Площа поперечного перерізу паза в світлі:
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
b b

b b

Sп1   1 2  bc   hп1  hш1  2 ш1  hc  
2
 2


6,9  3, 45
 9, 6  6,9



 0.117, 7  0,5 
 0.1  125,31 мм 2
2
2



Площа поперечного перерізу корпусної ізоляції:
Sи  bи1  2hп1  b1  b2   0, 25  2 17,7  9,6  6,9   12,97 мм2 .
Площа поперечного перерізу прокладок між верхньою і нижньою котушками
в пазу, на дні паза і під клином:
Sпр  0,5b1  0,75b2  0,5  9,6  0,75  6,9  9,98 мм2 .
Площа поперечного перерізу паза, займаного обмоткою:
Sп1  Sп1  Sи  Sпр  125,31 12,97  9,98  102,36 мм2 .
Для обмотки статора було обранон провід ПЕТ-155 з механічно більш
міцною ізоляцією, оскільки двигун повинен мати клас нагрівостійкості F.
Коефіцієнт заповнення паза:
k п  0,75 ,
з розрахунком на те, що укладання буде здійснюватися ручним способом. З
іншого боку, даний коефіцієнт залежить від:
N  c  d 
kп  п1
.
S п1
2
де: c – кількість елементарних провідників в ефективному; d  – діаметр
елементарного ізольованого проводу.
Вибір виконують з умовою, що при ручному укладанні діаметр дроту з
ізоляцією не повинен перевищувати:
d   1, 71 мм .
Нехай c  2 , тоді діаметр елементарного ізольованого проводу:
d 
kп  Sп1
0,75 102,36

 1,033 мм .
N п1  c
36  2
Згідно з додатком 1 [1] "Діаметри і площі поперечного перерізу круглих
мідних проводів" вибираємо провід марки ПЕТ-155 номінальним діаметром
неізольованого проводу:
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
d  0,96 мм .
і площею поперечного перерізу неізольованого проводу;
S  0,724 мм2 .
Уточнення ширини шліца:
bш1  d   2bи  0, 4  1,025  2  0, 25  0, 4  1,92 мм .
Так як bш1  bш 1 , приймається, що bш1  3, 45 мм .
Щільність струму в обмотці статора:
J1 
I1
19,8
A

 6,8
.
c  S  a1 2  0, 724  2
мм
Рівень питомої теплової навантаження статора від втрат в обмотці. Для цього
визначимо твір лінійної навантаження на щільність струму в обмотці:
A1 J1  266, 04  6,8  1818 А
см  мм 2
.
Рисунок 9 – Середні допустимі значення при клас нагрівостійкості F і 2p=4
По рисунку 10 визначаємо, що A1 J1  2125
А
. Коефіцієнт, що враховує
см  мм 2
зміну ефекту охолодження обмотки k5 = 1,0 згідно таблиці 9-15 [1]. Тому,
перевіримо дотримання умови правильності розрахунку площ поперечного
перерізу проводу і паза отримане при розрахунку значення не повинно
перевищувати допустимого певного по малюнку 10 більше ніж на 15%:
1810  2050
100%  11, 7%  15% .
1810
Умова дотримана.
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
3.1. Розміри елементів обмотки
Середня зубцевий розподіл статора:
tср1 
  D1  hп1 
z1

3,14  (153, 44  17, 7)
 14,9 мм .
36
Середня ширина котушки обмотки статора:
bср1  tср1  yп1  14,9  9  134,1 мм .
Середня довжина однієї лобовій частині котушки:
lл1  1,16  0,14  p   bср1  15  (1,16  0,14  2) 134,1  15  208,1 мм .
Середня довжина витка обмотки:
lср1  2  l1  lл1   2  (140  208,1)  696, 2 мм .
Довжина вильоту лобової частини обмотки при ℎ ≤ 132 мм:
lв1   0,19  0,1 p   bср1  10  (0,19  0,1 2) 134,1  10  62,3 мм .
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
4. ОБМОТКА КОРОТКОЗАМКНЕНОГО РОТОРА
4.1. Осердя ротора
Осердя ротора набирають з окремих штампованих листів електротехнічної
сталі товщиною 0,5 мм. Матеріал сталі і ізоляційні покриття, такі ж, як у статорі.
По таблиці 9-9 [1] вибираємо середнє значення повітряного зазору δ:
δ = 0,35 мм.
Зовнішній діаметр осердя ротора:
Dн 2  D1  2  153, 44  2  0.35  152,7 мм .
Внутрішній діаметр ротора листів:
D2  0, 23  Dн1  0, 23  233  53,6 мм .
Довжина осердя ротора:
l2  l1  140 мм ,
Пази ротора зазвичай мають овальну закриту форму, причому радіуси r1 i r2
приймають такими, щоб стінки зубців були паралельні ( bз 2  const ) протягом
відстані h1 (див. рисунок 11). Зразкові значення висот пазів короткозамкненого
ротора hп2 приймаємо з діаграми на рисунку 12:
Рисунок 101 – Геометрія овальних закритих пазів короткозамкненого
ротора
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Рисунок 12 – Середні значення hп2 для короткозамкненого ротора з овальними
закритими пазами
Чим більше прийняте значення hп2, тим менше висота спинки ротора hс2, і,
відповідно, більше магнітна індукція в спинці Bс2.
hп 2  22 мм .
Розрахункова висота спинки ротора для h  71 мм і 2 p  4 :
2
hc 2  0,38Dн 2  hп 2  d к 2  0,38 152, 7  22  36 мм .
3
Для напівзакритого паза прийнято:
ℎш2 = 0,5мм,
ℎ2 = 0,
𝑏ш2 = 1 мм.
Магнітна індукція в спинці ротора:
Bс 2 
Ф 106
106
 0.00932 
 0,953 Тл  1, 6 Тл .
2  kc  l2  hc 2
2  0,97 140  36
тобто висота паза hп 2  22 мм підібрана вірно.
4.2. Розрахунок розмірів овальних напівзакритих пазів
Зубцове ділення по зовнішньому діаметру ротора:
t2 
 Dн 2
z2

3,14 152, 7
 14,1 мм .
34
Середнє значення магнітної індукції в зубцях ротора з таблиці 9-18 [1]:
Bз 2  1,7Тл .
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Ширина зубця рівна:
b32 
t2  B
14,1  0,868

 7, 42.
B32  K C
1, 7  0,97
Менший радіус паза:
r2 
  Dн 2  2hп 2   z2  bз 2 3,14  (152, 7  2  22)  34  7, 4

 1, 47 мм .
2  z2   
2  (34  3,14)
Більший радіус паза:
r1 
  Dн 2  2hш 2  2h2   z2  bз 2  152, 7  0,5  2  0   34  7, 42

 3 мм .
2  z2   
2   34   
Відстань між центрами радіусів:
h1  hп 2  hш 2  h2  r1  r2  22  0,5  3  1, 4  17 мм .
Перевірка правильності визначення r1 і r2 ( bз 2  const ):
 h1  z2  r1  r2   0,004  0 .
Площа поперечного перерізу стрижня, рівна площі поперечного перерізу
паза в штампі:
Sст  Sп 2  0,5  r12  r22    r1  r2  h1  0,5    (3, 042  1, 47 2 )  (3, 04  1, 47) 17  94,58 мм 2 .
4.3. Короткозамикаюче кільце ротора
Рисунок 13 – Короткозамикаюче кільце ротора
Для розглянутого випадку обмотка ротора буде отримана шляхом заливки
пазів зібраного сердечника алюмінієм А5 у спеціальній машині лиття під тиском.
Поперечний переріз кільця литої клітки:
Sкл 
0, 4 z2 Sст
94,58
 0,34  34 
 273,34 мм2 .
2p
22
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Висота кільця литої клітки:
hкл  1,1 hп 2  1,1 22  24, 2 мм .
Довжина кільця:
lкл 
Sкл 273,34

 11,3 мм .
hкл
24, 2
Середній діаметр кільця литої клітки:
Dкл.ср  Dн 2  hкл  152, 7  24, 2  128,5 мм .
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
5. РОЗРАХУНОК МАГНІТНОГО ЛАНЦЮГА
Асинхронні двигуни відносяться до електричних машин з симетричним
магнітним ланцюгом, тому можна обмежитися розрахунком МРС на полюс.
Магнітний ланцюг асинхронного двигуна складається з п'яти послідовно з'єднаних
однорідних ділянок: повітряний зазор між ротором і статором, зубців ротора,
зубців статора, спинки статора, спинки ротора. При розрахунку кожної з ділянок
вважається, що магнітна індукція на ділянці розподілена рівномірно.
5.1. МРС для повітряного зазору
Коефіцієнт, що враховує збільшення магнітного опору повітряного зазору
внаслідок зубчастого будови статора:
k 1  1 
bш1
t1  bш1 
5 t1
bш1
 1
3, 45
 1, 206 .
5  0,35 13, 4
13, 4  3, 45 
3, 45
Коефіцієнт, що враховує збільшення магнітного опору повітряного зазору
внаслідок зубчастої будови ротора:
k 2  1 
bш 2
t2  bш 2
5 t2

bш 2
 1
1
 1, 026 .
5  0,35  14,1
14,1  1 
1
Радіальні канали на статорі і роторі відсутні, внаслідок цього:
kk  1 .
Загальний коефіцієнт повітряного зазору:
k  k 1  k 2  kk  1, 206 1,026 1  1, 237 .
МРС для повітряного зазору:
F  0,8    k  B 103  0,8  0,35 1, 237  0,868 103  300, 64 А .
5.2. МРС для зубців при трапецеїдальних напівзакритих пазах статора
При Bз1 ≤ 1,8 Тл напруженість магнітного поля визначаємо за додатком 8 [1]:
H з1  106 А
см
.
Середня довжина шляху магнітного потоку:
Lз1  hп1  17,7 мм .
МРС для зубців:
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Fз1  0,1 H з1  Lз1  0,1106 17,7  187,62 А .
5.3. МРС для зубців при овальних закритих пазах ротора
При Bз 2  1.8 Тл , напруженість магнітного поля визначаємо за додатком 8 [1]:
H з 2  77 А
см
.
Середня довжина шляху магнітного потоку:
Lз 2  hп 2  0, 2  r2  22  0, 2 1, 47  21,71 мм .
МРС для зубців:
Fз 2  0,1 H з 2  Lз 2  0,1 77  21,71  167,17 А .
5.4. МРС для спинки статора
Напруженість магнітного поля при 2p≥4 і Bс1=1,55 Тл: визначаємо з додатку
11 [1]:
H c1  6,3 А
см
.
Середня довжина шляху магнітного потоку:
Lс1 
  Dн1  hc1 
4p

3,14  (233  21,1)
 82,82 мм .
42
МРС для спинки статора:
Fc1  0,1 H c1  Lc1  0,1 6,3  82,82  52,18 А .
5.5. МРС для спинки ротора
Напруженість магнітного поля при 2p≥4 и Bс2=0,953 Тл: визначаємо з
додатку 8 [1]:
H c 2  3, 04
А
.
см
Середня довжина шляху магнітного потоку:
Lс 2 


4
3

4
  (53,6  36   0)
 
3
 35, 2 мм .
42
  D2  hc 2  d к 2 
4p
МРС для спинки ротора:
Fc 2  0,1 H c 2  Lc 2  0,1 3,04  35, 2  10,7 А .
5.6. Параметри магнитного ланцюга
Сумарна МРС магнітної ланцюга на один полюс:
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
F  F  Fз1  Fз 2  Fc1  Fc 2  300,64  187,62  167,17  52,18  10,7  718,31 A .
Коефіцієнт насичення магнітної ланцюга:
kнас 
F 718,31

 2,389 .
F 300, 64
Намагнічуючий струм:
Iм 
2, 22  F  p 2, 22  718,31  2

 10,3 А .
m1  w1  kоб1
3 108  0,96
Намагнічиваючий струм у відносних одиницях:
I м* 
I м 10,3

 0,52 .
I1 19,8
ЕРС холостого ходу:
E  kн U1  0,975  220  214,5 В .
Головний індуктивний опір:
xм 
E 214,5

 20,83 Ом .
Iм
10,3
Головний індуктивний опір у відносних одиницях:
x м* 
xм  I1 20,83 19,8

 1,875 .
U1
220
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
6. АКТИВНІ І ІНДУКТИВНІ ОПОРІВ ОБМОТОК
6.1. Опір обмотки статора
Активний опір обмотки фази при 20°С:
r1 
w1  lср1
 м 20  a1  c  S 10
3

108  696, 2
 0, 455 Ом .
57  2  2  0, 724 103
Активний опір обмотки фази при 20°С у відносних одиницях:
r1* 
r1  I1 0, 455 19,8

 0, 041 Ом .
U1
220
Проведемо перевірку правильності визначення r1*:
r1* 
 D1  A1 J1  lср1
114 10  m1  U1  I1
4

 153, 44  266, 2  6,8  696, 2
114 104  3  220 19,8
 0, 041 Ом ,
k  1  0, 4    0, 4 , k 1  0, 2  0,8  1  1 .
Згідно таблиці 9-21 [1] для напівзакритої форми паза статора:
ℎк1 = 0,7,
ℎ2 = 0,6,
ℎ3 = ℎ4 = 0.
Коефіцієнт провідності розсіювання для трапецеїдального напівзакритого
паза:
п1 
 3hк1
h
h1
h 
k 1  
 ш1  2   k  1 
3b2
 b2  2bш1 bш1 b2 
16,5
3
0,5 0,3 


 0, 4  


  0, 4  0, 438
3  6,9
 6,9  2  3, 45 3, 45 6,9 
.
Коефіцієнт, що враховує вплив відкриття пазів статора на провідності
диференціального розсіювання:
 0,033  bш2 1 
0,033  3, 452
kш1  1  
 0,916 .
  1
13, 4  0,35
 t1min   
Коефіцієнт, що враховує демпфуючу реакцію струмів, наведених в обмотці
короткозамкненого ротора вищими гармоніками поля статора, визначається по
таблиці 9-22 [1]:
k р1  0,858 .
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Коефіцієнт диференціального розсіювання статора визначається по таблиці
9-23 [1]:
kд1  0, 0285 .
Коефіцієнт провідності диференціального розсіювання:
0,9   t1  kоб1   k р1  kш1  kд1
2
д1 
  k
0,9  (13, 4  0,96) 2  0,858  0, 0285  0, 0285

 7, 705 .
0,35 1, 237
Коефіцієнт провідності розсіювання лобових частин обмотки:
л1  0,34
q1
4
 lл1  0, 64      0,34   (208,1  0, 64 120,5)  0,954 .
l1
140
Коефіцієнт провідності розсіювання обмотки статора:
1  п1  д1  л1  0, 438  7,705  0,954  9,097 .
Індуктивний опір фази обмотки статора:
x1 
1,58  f1  l1  w12  1 1,58  50 140 1082  9, 097

 1,956 Ом .
p  q1 108
2  3 108
Індуктивний опір фази обмотки статора (у відносних одиницях):
x1* 
x1 I1 1,956 19,8

 0,176 .
U1
220
Перевірка правильності визначення x1* (у відносних одиницях):
0,39  D1 A1  l1  1 107 0,39  (266, 2 153, 44)2 140  9, 097 107
x1* 

 0,176 .
m1 U1  I1  z1
3  220 19,8  36
2
6.2. Опір обмотки короткозамкненого ротора з овальними закритими
пазами
Активний опір стрижня клітки при 20°С:
rст 
l2
140

 0, 00005 Ом .
3
 а 20 Sст 10 27  94,58 103
Коефіцієнт приведення струму кільця до струму стрижня:
 p 
kпр 2  2sin 
  0,72 .
 z2 
Опір короткозамикаючих кілець, наведене до струму стрижня при 20°С:
rкл 
2 Dкл.ср
 а 20  z2  Sкл  k
2
пр 2
10
3

2  3,14 128,5
 0, 000006 Ом .
27  0, 722  34  273,34 103
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Центральний кут скосу пазів:
 ск 
2 pt1 ск1 2  2 13, 4

 0,349 рад .
D1
153, 44
За рисунком 14 визначимо значення коефіцієнта скосу пазів ротора:
Рисунок 14 – Графік залежності kск=f(αск).
kск  0,98
Коефіцієнт приведення опору обмотки ротора до обмотки статора:
2
4m  w k 
4  3  108  0,96 
kпр1  1  1 об1  

 3950, 4 .
z2  kск 
34  0,98 
Активний опір обмотки ротора при 20°С приведений до обмотки статора:
r2  kпр1  rст  rкл   3950, 4  (0,00005  0,0000006)  0, 22 Ом .
Активний опір обмотки ротора при 20°С приведений до обмотки статора (у
відносних одиницях):
r2*  r2
I1
19,8
 0, 22 
 0, 02 .
U1
220
Струм ротора для робочого режиму:
2  w1  kоб1  P2  0, 2  0,8cos    10
2 108  0,96 10 103 0, 2  0,8  0,87



 324, 4 А .
U1  z 2
   cos  
220  34
0,88  0,87
3
I2 
Коефіцієнт провідності розсіювання для овального закритого паза ротора:
2
h
bш 2
h  0,8  r2 
  r12 
п 2  ш 2 103  1
1



  0, 66 
bш 2
6  r1
4  r1
 2  Sст 
2
0,5 16,5  0,8 1, 47    3, 04 2 
1

 1 
 1, 772
  0, 66 
1
6  3, 04
4  3, 04
 2  94,58 
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Кількість пазів ротора на полюс і фазу:
q2 
z2
34

 2,833  3 .
2 p  m1 2  2  3
Коефіцієнт диференціального розсіювання ротора визначаємо за рисунку 15:
Рисунок 15 – Графік залежності kд2=f(q2)
kд 2  0,025 .
Коефіцієнт провідності диференціального розсіювання:
2
 34 
0,9 14,1 
  0, 025
 z 2  kд 2
62 

д 2  0,9  t2  

 5,882 .
 
0,35 1, 237
 6  p    k
2
Коефіцієнт провідності розсіювання короткозамикаючих кілець литої клітки:
кл 
2,9  Dкл.ср
z2  l2  k
2
пр 2
 lg
2,35  Dкл.ср
hкл  lкл

2,9 128,5
 2,35 128,5 
 lg 
  0,14 .
2
34 140  0, 72
 24, 2  11,3 
Відносний скіс пазів ротора, в частках зубцового поділу ротора:
 ск 2 
 ск  t1
t2

113, 4
 0,95 .
14,1
Коефіцієнт провідності розсіювання скосу пазів:
ск 
t2  ск2 2
14,1 0,952

 1, 295 .
9,5    k  kнас 9,5  0,35 1, 237  2,389
Коефіцієнт провідності розсіювання обмотки ротора:
2  п 2  д 2  кл  ск  1,772  5,882  0,14  1, 295  9,089 .
Індуктивний опір обмотки ротора:
x2  7,9  f1  l2  2 109  7,9  50 140  9, 089 109  0, 0005 Ом .
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Індуктивний опір обмотки ротора, приведений до обмотки статора:
x2  kпр1  x2  3950, 4  0, 0005  1,975 Ом .
Індуктивний опір обмотки ротора, приведений до обмотки статора в
відносних одиницях:
  x2
x2*
I1
19,8
 1,975 
 0,178 Ом .
U1
220
Перевірка правильності визначення x 2' :
x1
 0,99 .
x2
6.3. Опір обмоток перетвореної схеми заміщення двигуна (з винесеним
на затискачі намагнічуваючим контуром)
Активні опори статора і ротора приводяться до розрахункової робочої
температури, відповідного класу нагрівостійкості застосованих ізоляційних
матеріалів і обмотувальних проводів.
Коефіцієнт розсіювання статора:
1 
x1 0, 096

 0, 048 .
xм 1,975
Коефіцієнт опору статора:
1 
r1  mТ
0, 455 1,38

 0,159 .
x1  xм
1,956  2
Знайдемо перетворені опори обмоток:
r1  mТ  r1  1,38  0, 455  0, 628 Ом;
 r  
 0, 455  0,159 
x1  x1 1   1   1  1 1   1,956  (1  0, 048)  1 
  2,126 Ом;
x1 
1,956



r  2  mТ  r2 1   1   (1  12 )  1,38  0, 22  (1  0, 048) 2  (1  0,159 2 )  0,342 Ом;
2
x 2  x2 1   1   (1  12 )  1,956  (1  0, 048)  (1  0,1592 )  2, 224 Ом.
2
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
7. РЕЖИМИ ХОЛОСТОГО ХОДУ І НОМІНАЛЬНОГО
7.1. Розрахунок режиму холостого ходу
Так як 𝜌1 > 0,1, при розрахунку режимів вважаємо, що 𝜌1 2 ≈ 0,025.
Реактивна складова струму статора при синхронному обертанні:
I с. р . 
U1
220

 9,8 А .
2
xм 1  1   (1  1 ) 20,83  (1  0,048)  (1  0,1592 )
Електричні втрати в обмотці статора при синхронному обертанні:
Pс. м1  m1  I с2. р.  r1  3  9,82  0,628  (1  0,1592 )  185,5 Вт .
Розрахункова маса стали зубців статора при трапецеїдальних пазах:
mз1  7,8  z1  bз1  hп1  l1  kc 106  7,8  36  6,9 17, 7 140  0,97 106  4, 657 кг .
Магнітні втрати в зубцях статора (для сталі 2013):
Pз1  4, 4  Bз21ср  mз1  4, 4 1,752  4,657  62,753 Вт .
Маса сталі спинки статора:
mc1  7,8     Dн1  hc1   h c1l1  kc 106  7,8    (233  22,1)  22,1140  0,97 106  15,51 кг .
Магнітні втрати у спинці статора (для сталі 2013):
Pс1  4, 4  Bс21ср  mс1  4, 4 1,552 15,51  164 Вт .
Сумарні магнітні втрати в сердечнику статора, що включають додаткові
втрати в сталі:



t
13, 4
2 
Pc  Pз1 1  2 1  k  1   Pc1  62,8  1  2 
 (1, 237  1) 2   164  261,3 Вт .
10
10




Механічні втрати при ступені захисту IP44 і способі охолодження IC0141 без
радіальних вентиляційних каналів:
2
Pмх 
4
 n  D 
 1500 
 k мх  1   н1   1 

 1000 
 1000   100 
2
4
 233 

  66,3 Вт .
 100 
Активна складова струму ХХ:
I оа 
Pс. м1  Pc  Pмх 185,5  261,3  66,3

 0, 78 А .
m1 U1
3  220
Струм ХХ:
2
I о  I оа2  I с2. р.  0,782  9,8  9,83 А .
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Коефіцієнт потужності при ХХ:
cos 0 
I ао 0, 78

 0, 079 .
I о 9,83
7.2. Розрахунок параметрів номінального режиму роботи
Рисунок 16 – Перетворена схема заміщення асинхронного двигуна з
еквівалентним опором Rн
Активний опір КЗ:
rк  r1  r2  0,628  0,342  0,97 Ом .
Індуктивний опір КЗ:
xк  x1  x2  2,126  2, 224  4,35 Ом .
Повний опір КЗ:
zк  rк2  xк2  0,972  4,352  4, 457 Ом .
Додаткові втрати при номінальному навантаженні:
Pд 
0,005  P2 103 0,005 10 103

 56,8 Вт .

0,88
Механічна потужність двигуна:
P2  P2 103  Pмх  Pд  10 103  66,3  56,8  10123,1 Вт .
Еквівалентний опір схеми заміщення:
2
 m U 2

m U 2
Rн  1 1  rк   1 1  rк   zк2 
2  P2
 2  P2

2
 3  2202

3  2202

 0,97  
 0,97   4, 457 2  10,514 Ом.
2 10123,1
 2 10123,1

Повний опір схеми заміщення:
zн 
 Rн  rк 
2
 xк2 
10,514  0,97 
2
 4,352  12, 28 Ом .
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Перевірка правильності визначення zн і Rн :
Rн 10,514

 0, 07 Ом;
zн2 12, 282
P2
10123,1

 0, 07 Ом.
2
m1  U1 3  2202
Ковзання (у відносних одиницях):
sн 
1
1

 0, 032 .
R
10,514
1 н 1
0,342
r2
Активна складова струму статора при синхронному обертанні:
I с .а . 
Pс. м1  Pc 261,3  185,5

 0, 677 А .
m1  U1
3  220
Стурм ротора:
I 2 
U1
220

 17,9 А .
zн 12, 28
Струм статора, активна складова:
 R  r 1  11 xк 2 1 
I а1  I c.а  I 2   н к 
 

1  11 zн 1  11 
 zн
 10,514  0,97 1  0,159 2 0,533 2  0,159 
 0, 677  17,9  



  17, 4 А
12, 28
1  0,1592 12, 28 1  0,1592 

Струм статора, реактивна складова:
 x 1  11 Rн  rк 2 1 
I р1  I c. р  I 2   к 



1
zн
1  12 
 zн 1  1
 4,35 1  0,1592 10,514  0,97 2  0,159 
 9,8  17,9  



  10, 6 А
2
12, 28
1  0,1592 
 12, 28 1  0,159
Фазний струм статора:
I1  I а21  I р21  17, 42  10,62  20, 4 А .
Коефіцієнт потужності:
cos  
I а1 17, 4

 0,853 .
I1 20, 4
Лінійне навантаження статора:
А1 
10  I1  N п1 10  20, 4  36
A

 274
.
a1  t1
2 13, 4
см
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Щільність струму в обмотці статора:
J1 
I1
20, 4
A

7
.
c  S  a1 2 13, 4
см
Лінійне навантаження ротора:
А1  I 2  1   1   1   2  kоб1 274 17,9  (1  0, 048)  1  0,1592  0,96
A
.
А2 

 249,9
I1  kоб 2  kск
20, 4  0,98
см
Струм в стержні короткозамкненого ротора:
I ст 
I 2  2  m1  w1  kоб1  1  1   1   2 17,9  2  3 108  0,96  (1  0, 048)  1  0,1592

 354, 6 А .
z2  kск
34  0,98
Щільність струму в стрижні короткозамкненого ротора:
J ст 
I ст 354, 6
A

 3, 75
.
Sст 94,58
мм 2
Струм у кільці короткозамыкающем:
I кл 
I ст 354,6

 492,5 А .
kпр 2 0,72
Електричні втрати в обмотках статора і ротора відповідно:
PМ 1  m1  I12  r1  3  20, 42  0,628  784 Вт;
PМ 2  m1  I 22  r2  3 17,9  0,342  18, 4 Вт.
Сумарні втрати в електродвигуні:
P  PМ 1  PМ 2  Pc  Pмх  Pд  784  18, 4  261,3  66,3  56,8  1186,8 Вт .
Підвідна потужність:
P1  P2 103  P  10 103  1186,8  11186,8 Вт .
Коефіцієнт корисної дії:

  1 

P 
1186,8 

 100%  1 
 100  89, 4% .
P1 
 11186,8 
Перевірка правильності обчислень (з точністю до округлень):
P1  m1  I a1 U1  3 17, 4  220  11484 Вт .
P2  m1  I1  U1

100
cos   3  20, 4  220 
89, 4
 0,853  10267, 4 Вт .
100
Значення приблизно рівні, тому розрахунки правильні.
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
8. РОБОЧІ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Робочими характеристиками називаються залежності:
I 1  f P2 ;
  f P2 ;
cos   f P2 ;
s  f P2 .
Ці характеристики розраховуються як аналітично, так і визначаються за
розрахунками для номінальної потужності, яка дає уявлення про особливості
спроектованого електродвигуна.
Таблиця 2 – Результати розрахунку робочих характеристик двигуна
Потужність, що віддається в частках від номінальної
Умовне
P2
позначення
0,25
0,5
0,75
1
1,25
P2 , кВт
13,75
27,5
41,25
10
68,75
P2 , кВт
1,923
28
41,82
10,123
69,32
RН , Ом
9,91
4,92
3,19
10,514
1,745
Z Н , Ом
10
5
3,33
12,28
1,916
s , о.е.
0,003
0,006
0,009
0,032
0,016
I ''2 , А
21,94
43,58
66
17,9
114,8
I a1 , А
24,35
48,85
76,28
17,4
141,93
I p1 , А
27,83
30,91
36,51
10,6
57,113
I1 , А
36,98
57,82
84,56
20,4
152,99
cos( )
0,658
0,845
0,902
0,853
0,928
PM 1 , кВт
0,27
0,66
1,416
0,784
4,63
PM 2 , Вт
1,97
3,923
5,4
18,4
10,33
P , кВт
1,78
2,17
2,93
1,186
6,15
P1 , кВт
15,53
29,67
44,18
11,19
74,9
,%
88,53
92,67
93,36
89,4
91,78
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
На підставі розрахованих величин будуємо графіки робочих характеристик,
розрахованих аналітично:
Рисунок 17 – Графік залежностей   f P2 , cos   f P2 , s  f P2  , I  f P2 
9. МАКСИМАЛЬНИЙ МОМЕНТ
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Лист
Змінна
частина
коефіцієнта
статора
λп1
при
трапецеїдальному
напівзакритому пазі:
 3  hк1
h 
0,5 
 3  0,7
 ш1   k 1  

 1  0,348 .
b

b
b
6,9

3,
45
3,
45


ш1 
 2 ш1
п1 пер  
Складова коефіцієнта провідності розсіювання статора, що залежить від
насичення:
1 пер  п1 пер  д1  7, 705  0,348  8, 053 .
Змінна частина коефіцієнта ротора λп2 при овальному напівзакритому пазі:
п 2 пер 
hш 2
0,5

 0,145 .
bш 2 3, 45
Складова коефіцієнта провідності розсіювання ротора, що залежить від
насичення:
2 пер  п 2 пер  д 2  5,882  0,145  6, 027 .
Індуктивний опір розсіювання двигуна, залежне від насичення:
xпер 
x1  1 пер
1

x2  2 пер
2

2,126  8, 053
6, 027
 2, 224 
 3,357 Ом .
9, 097
9, 089
Індуктивний опір розсіювання двигуна, не залежне від насичення:
xпост 
x1   1  1 пер 
1

x2   2  2 пер 
2

2,126   9, 097  8, 053 2, 224  (9, 089  6, 027)

 0,993 Ом .
9, 097
9, 089
Струм ротора, відповідний максимальному моменту при закритих овальних
пазах ротора:
I М 2 



U1
2  r1   xпост  0,0825  xпер   r1  xпост  0,0825  xпер 
2
2




2  N п1  r12   xпост  0,0825  xпер   r1  xпост  0,0825  xпер 
220
2  ((0, 628  (0,993  0, 0825  3,357) 2  0,993  0, 0825  3,357)
2

1, 24 103    a1  r1  2   xпост  0,0825  xпер   xпер
2



1, 24  0,35  2(0, 628  (0,993  0, 0825  3,357))  3,357
 92,8 А
2  36  (0, 6282  (0,993  0, 0825  3,357) 2  0, 628  (0,993  0, 0825  3,357))
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Повний опір схеми заміщення при максимальному моменті:
zМ 
U1
220

 2,371 Ом .
I М 2 92,8
Повне опір схеми заміщення при нескінченно великому ковзанні (s>∞):
z  0,5 


2  zМ2  r12  r12  0,5 


2  2,3712  0, 6282  0, 6282  1,509 Ом .
Еквівалентний опір схеми заміщення при максимальному моменті:
RМ  z  r1  1,509  0,628  2,137 Ом .
Кратність максимального моменту:
M мах m1 U12  (1  sн ) 3  2202  (1  0, 032)


 3, 289 .
Mн
2  RМ  P2 103
2  2,137 10 103
Ковзання при максимальному моменті:
sМ 
r2 0,342

 0, 227 .
z 1,509
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
10. ПОЧАТКОВИЙ ПУСКОВИЙ СТРУМ І ПОЧАТКОВИЙ
ПУСКОВИЙ МОМЕНТ
10.1. Розрахунок активних і індуктивних опорів, відповідних пускового
режиму, при овальних напівзакритих пазах ротора
Висота стрижня клітки ротора при закритих пазах:
hст  hп 2  hш 2  22  0,5  21,5 мм .
Наведена висота стрижня ротора:
  0,0735  hст
s
1
 0,0735 
 1,35 мм .
mТ
1,38
Коефіцієнт φ і ψ визначаємо з графіка залежності на рисунке 18:
Рисунок 18 – Графіки залежностей φ=f(ξ) и ψ=f(ξ)
  0, 24;
  0,9.
Розрахункова глибина проникнення струму в стрижень:
hр 
hст
21,5

 17,3 мм .
1   1  0, 24
Ширина стрижня на розрахунковій глибині проникнення струму:
bр  2  r1 
Площа
2   r1  r2 
h1
  hр  r1   2  3, 04 
поперечного
перерізу
2  (3, 04  1, 47)
 (17,3  3, 04)  3, 4 мм .
17
стрижня
при
розрахунковій
глибині
проникнення струму:
Sр 

b 


3, 4 

2
 r12   r1  р    hр  r1    3,042   3,04 
  (17,3  3,04)  82,11 мм .
2
2
2
2 


Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Коефіцієнт витіснення струму:
kв.т. 
Sст 94,58

 1,152 .
S p 82,11
Активний опір стрижня клітини при 20°C для пускового режиму:
rст.п.  rст  kв.т.  0, 00005 1,152  5, 76 10 5 Ом .
Активний опір обмотки ротора при 20°C, приведений до обмотки статора для
пускового режиму:
r2п  kпр1   rст.п.  rкл   3950, 4  (0,0000576  0,000006)  0, 251 Ом .
Коефіцієнт провідності розсіювання паза ротора при пуску для овального
напівзакритого паза:
п 2 п
 h  0,8  r    r 2 2
bш 2 
h2 103
2
1
  
 1,12
 0,3   1
1


0,
66



 6  r1
I2
2  Sст 
4  r1 



 17  0,8 1, 47    3, 04 2 2
0 10
1 
  0,9  1, 463.
 1,12 
 0,3  
 1 
 0, 66 

 6  3, 04

324, 4
2

94,58
4

3,
04




.
3
Коефіцієнт провідності розсіювання обмотки ротора при пуску:
2п  п 2п  д 2  кл  ск  1, 463  5,882  0,14  1, 295  8,78 .
Індуктивний опір розсіювання двигуна, що залежить і не залежить від
насичення:
xпер  x1 
xпост 
x1   1  1 пер 
1

1 пер
2 пер
8, 053
6, 027
 x2 
 2,126 
 2, 224 
 3, 409 Ом .
1
2 п
9, 097
9, 78
x2   2 п  2 пер 
2 п

2,126  (9, 097  8, 053) 2, 224  (8, 78  6, 027)

 0,941 Ом .
9, 097
8, 78
Активний опір КЗ при пуску:
rк .п.  r1  r2п  mТ  1   1   (1  1 ) 2  0, 628  0, 2511,38  (1  0, 048) 2  (1  0,159) 2  1,139 Ом .
2
10.2. Початковий пусковий струм і початковий пусковий момент
Струм ротора при пуску для двигунів з напівзакритими пазами ротора:
I ''п 2 
U1

2
N п1  r 2 к .п   xпост  0, 0825 xпер  


.
3
220
1, 24 10  0,35  2  3, 409  (0,941  0, 0825  3, 409)


 131, 6 A
36  (1,1392  (0,941  0, 0825  3, 409) 2 )
1,1392  (0,941  0, 0825  3, 409) 2
r 2 к .п   xпост  0, 0825 xпер 
2

1, 24 103  а1 xпер  xпост  0, 0825 xпер 
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Повний опір схеми заміщення при пуску (з урахуванням явищ витіснення
струму та насичення шляхів потоків розсіяння):
zк .п 
U1
220

 1, 672 Ом .
''
I п 2 131, 6
Індуктивний опір схеми заміщення при пуску:
xк.п  z 2к.п  r 2к.п  1,6722  1,1392  1, 224 Ом .
Активна і реактивна складові струму статора при пуску відповідно:
 rк .п 1  12 xк .п 2 1 
I п.а1  I с.а  I ''п 2 


2
2 
 zк .п 1  1 zк .п 1  1 
 1,139 1  0,1592 1, 224 2  0,159 
 0, 677  131, 6  



 115,8 A
2
2 
 1, 672 1  0,159 1, 672 1  0,159 
 xк .п 1  12 rк .п 2 1 
I п. р1  I с. р  I ''п 2 


2
2 
 zк .п 1  1 zк .п 1  1 
 1, 224 1  0,1592 1,139 2  0,159 
 9,8  131, 6  



 129, 2 A
2
2 
 1, 672 1  0,159 1, 672 1  0,159 
.
.
Фазний струм статора при пуску:
I п1  I 2 п.а1  I 2 п. р1  115,82  129, 22  173,5 A .
Кратність початкового пускового струму:
I п1 173,5

 8,5 .
I1
20, 4
Активний опір ротора при пуску, приведений до статора, при розрахунковій
робочій температурі і Г-подібної схеми заміщення:
r2п  r2п mТ (1   1 )2  (1  1 ) 2  0, 2511,38  (1  0, 048) 2  (1  0,159) 2  0,511 Ом .
Кратність початкового пускового моменту:
2
М п т1 I ''п 2 r ''2 п 1  sн  3 131, 62  0,5112  (1  0, 032)


 1,313 .
Мн
P2 103
10 103
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
11. ТЕПЛОВИЙ І ВЕНТИЛЯЦІЙНИЙ РОЗРАХУНКИ
11.1. Тепловий розрахунок обмотки статора асинхронного двигуна
Втрати в обмотці статора при максимально допустимій температурі:
Pм1  m1  I12  mТ  r1  3  20, 42 1, 48  0, 628  1160, 4 Вт .
Умовна внутрішня поверхня охолодження активної частини статора:
Sп1    D1  l1   153, 44 140  67486, 44 мм 2 .
Умовний периметр поперечного перерізу трапецієдального напівзакритого
паза:
П1  2  hп1  b1  b2  2 17,7  9,6  6,9  51,9 мм .
Умовна поверхню охолодження пазів:
Sи.п1  z1  Sп1  l1  36  51,9 140  261576 мм 2 .
Умовна поверхню охолодження лобових частин обмотки:
S л1  4    D1  lв1  4   153, 44  62,3  120125,86 мм 2 .
Висота поздовжніх ребер по зовнішній поверхні станини:
hp  0,6 4 h3  0,6  4 1323  23, 4 мм .
Число поздовжніх ребер по зовнішній поверхні станини:
n p  1,6  3 h  1,6  3 132  8,1 .
Умовна поверхню охолодження двигунів з охолоджуючими ребрами на
станині:
S маш. р    Dн1  8  n р  hр    l1  2  lв1     233  8  8,1 23, 4   (140  2  62,3)  594903,11 мм 2 .
Питома теплової потік від втрат в активній частині обмотки і від втрат в сталі,
віднесених до внутрішньої поверхні охолодження активної частини статора:


2l
k   Pм1 1  Pc  0,19   261,3  1160, 4  2  140 



lср1
Вт
696, 2 



.
Pп1 

 0, 002
Sп1
594903,11
мм 2
Питома теплової потік від втрат активної частини обмотки, віднесених до
поверхні охолодження пазів:
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Pм1
Pи .п1 
2  l1
lср1
2 140
Вт
696, 2
.
 0, 0018
261576
мм 2
1160, 4 

Sи .п1
Питома теплової потік від втрат у лобових частинах обмотки, віднесених до
поверхні охолодження лобових частин обмотки:
Pм1
Pл1 
2  l л1
lср1
2 140
Вт
696, 2
.

 0, 0039
120125,86
мм 2
1160, 4 
S л1
Окружна швидкість ротора:
v2 
  Dн 2  n1
60000

 152, 7 1500
60000
 12 м / с .
Коефіцієнт тепловіддачі поверхні статора визначаємо за рисунку 19:
1  11105
Вт
мм 2 С
Рисунок 19 – Графік залежності коефіцієнта тепловіддачі поверхні статора
від окружної швидкості
Перевищення температури внутрішньої поверхні активної частини статора
над температурою повітря усередині машини:
tп1 
Pп1
1

0, 002
 18, 2 C .
11,5 105
Еквівалентний коефіцієнт теплопровідності внутрішньої ізоляції котушки,
що залежить від відношення діаметрів ізольованого і неізольованого проводу:
d
 0,937 ,
d
за рисунком 20:
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
'
экв
 112,5 105
Вт
.
ммС
Рисунок 20 – Графік залежності еквівалентного коефіцієнта теплопровідності
внутрішньої ізоляції від відношення діаметрів
Перепад температури в ізоляції паза і котушок з круглих дротів:
b
b b 
9,6  6,9 
 0, 25
tи.п1  Pи.п1  и1  1 2   0,002  

 4,5 C .
5
16 112,5 105 
 16 10
 экв 16   'экв 
Перевищення температури зовнішньої поверхні лобових частин обмотки над
температурою повітря всередині двигуна:
t л1 
Pл1
1

0, 0039
 35,5 C .
11105
Перепад температури в ізоляції лобових частин котушок з круглих дротів:
b
hп1 
17,7
 0, 25

tи. л1  Pи. л1  и. л1 

 11, 2 C .
  0,0039  
5
5 
12 112,5 10 
 16,5 10
 экв 12   'экв 
Середнє перевищення температури обмотки над температурою повітря
всередині двигуна:
t1   tп1  tи.п1 
2l
2l1
2 140
2  208,1
  t л1  tи. л1  л1  (18, 2  4,5) 
 (35,5  11, 2) 
 37 C .
lср1
lср1
696, 2
696, 2
Втрати в обмотці ротора при максимально допустимої температурі:
Pм 2  m1   I 2   mТ  r2  3 179,2 1, 48  0,342  486,5 Вт .
2
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Втрати в двигуні зі ступенем захисту IP44 передаються по повітрю всередині
двигуна:


2  l л1
2l
P  k   Pм1 1  Pc   Pм1
 Pм 2  0,1Pмх  Pд 


lср1
lср1


2 140
2  208,1


 0,19  1160, 4 
 261,3   1160, 4 
 576  292,553  1178,9 Вт.
696, 2
696, 2


Коефіцієнт підігріву повітря знаходимо з рисунку 21:
 в  2, 6
Вт
.
мм 2 С
Рисунок 21 – Графік залежності коефіцієнта підігріву повітря від окружної
швидкості ротора
Середнє перевищення температури повітря всередині двигуна над
температурою зовнішнього повітря без охолоджуючих ребер на станині або з
ребрами:
tв 
P
S маш. р   в

1178,9
 76, 2 C .
594903,11 2,6 105
Середнє перевищення температури обмотки над температурою зовнішнього
повітря:
t1  t1  tв  37  76, 2  113, 2 C .
11.2. Вентиляційний розрахунок асинхронного двигуна з радіальною
вентиляцією
Зовнішній діаметр корпуса:
Dкорп  2  h  h1   2  132 17   230 мм .
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
Коефіцієнт, враховує зміна тепловіддачі по довжині корпусу двигуна:
3
3
Dкорп
n
1500
230




1
k2  2, 2 4 
 2, 2  4 
 4,522 .
 
 
100
100
 1000 
 1000 
Необхідна витрата повітря:
Vв 
k2  P 4,522 1178,9
м3
.

 0, 064
cв  tв
1100  76, 2
c
Витрата повітря, яка може бути забезпечений зовнішнім вентилятором:
3
м3
 n   Dкорп 
 1500   230 
2
2
.
Vв  0, 6   1   

10

0,
6



10

0,11


 

c
 1000   100 
 1000   100 
3
Vв  Vв – забезпечується достатній потік охолоджувального повітря.
Натиск повітря, що розвивається зовнішнім вентилятором:
2
2
2
 n1   Dкорп 
 1500   230 
H  12,3 
  12,3  
 
  146, 4 Па .
 
 1000   100 
 1000   100 
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
12. МАСА ДВИГУНА І ДИНАМІЧНИЙ МОМЕНТ ІНЕРЦІЇ РОТОРА
Маса ізольованих проводів обмотки статора:
N
2
mM 1  7,55  1,35   d ' d    z1  П 1  lcp1  c  s 10 6 


2
2

36
 1, 025  
  7,55  1,35  
  36   696, 2  2  0, 724 10 6  5,94 кг



2
 0,96  

Маса алюмінію короткозамкненого ротора з литої клітки:
mал 2  2, 7  z2  scт  l2  2  Dкл.ср  sкл  1,1 N л (lл  lкл )  hл  bл  106 
 2, 7   34  94,58 140  2   128,5  273,34  1,111  40,92  11,3  21,52  3, 45 106  1,88 кг
Маса сталі сердечників статора і ротора:
mс  7,8  l1  kC 0, 785  ( DH2 1  D22 )  z1  sП1  z2  sП 2  106 


 7,8 140  0,97  0, 785   2332  53, 62   36 127, 67  34  94,58 10 6  34, 48 кг
Маса ізоляції статора:
mи1  1,35  (l1  20)  (2  hП1  3  bП )  bи1  z1  10 6 
 1,35  140  20    2 17, 7  3  8, 25   0, 25  36 10 6  0,12 кг
Маса конструкційних матеріалів:
mК  (0, 21 DH2 1  l1  2, 2  DН2 1 ) 106   0, 21  2332 140  2, 2  2333  10 6  29, 42 кг .
Маса двигуна з короткозамкненим ротором:
mдв  mM 1  mал 2  mс  mи1  mК  5,94  1,88  34, 48  0,12  29, 42  71,84 кг
Наближене значення динамічного моменту:
J И . Д .  0,65  DH4 2  l2 1012  0,65 152,74 140 1012  0,049 кг  м2 .
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
ВИСНОВОК
Дані, параметри і характеристики розрахованого двигуна дещо
відрізняються від величин, які наводяться для двигуна АИР160Ѕ8 в довідниках,
але, тим не менш, входять в параметри меж припущень і граничних умов.
Таблиця 3 – Дані двигуна АИР160S8
h, мм
P2 , кВт
n, об мин
 ,%
cos 
I, A
Iп Iн
Мп Мн
Мм Мн
160
55
1500
85
0,87
18
6
1,9
3,868
Таблиця 4 – Данные спроектированного двигателя
h, мм
P2 , кВт
n, об мин
 ,%
cos 
I, A
Iп Iн
Мп Мн
Мм Мн
160
55,431
1500
93,463
0,887
101,313
5,715
0,038
3,868
ЛІТЕРАТУРА
1.
Гольдберг О. Д., Гурин Я. С., Свириденко И. С. Проектирование
электрических машин: Учебник для втузов. – М.: Высшая школа, 2001. – 430 с., ил.
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата
2.
Справочник по электрическим машинам: В 2 т./ Под общ. ред. И. П.
Копылова и Б. К. Клокова. Т. 1. – М.: Энергоатомиздат, 1988. – 456 с.: ил.
3.
Асинхронные двигатели серии 4A: Справочник/ А.Э. Кравчик, М. М.
Шлаф, В. И. Афонин, Е. А. Соболенская. – М.: Энергоиздат, 1982. – 504 с.: ил.
4.
Вольдек А. И. Электрические машины: Учебник для втузов. – Л.:
Энергия, 1974. – 840 с.: ил.
5.
Сергеев П. С., Виноградов Н. В., Горяинов Ф. А. Проектирование
электрических машин: Учебное пособие для студентов. – М.: Энергия, 1970. – 632
с., ил.
Лист
Изм.
Лист
№ документа
Подпись
Дата